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Etude de la performance des poteaux mixtes acier

1. 43 4 J Comportement Deere nan nettes See ne ete nt 43 42 L Fambement Du Pore ESS re nn La OURS DRE NN 44 4 2 1 2 Equation De Calcul Pour Le Flambement os 46 4 2 1 3 Voilement Des Sections Minces sccesschenavunnnsaneces vanes a ancwevaseesaxnenevass 46 4 2 2 Comportement Du Beton 2 22 eigen dededulas set eee date saute 48 222 1 OME MIE nt ST yrs NN eee nan ne NET ewe NT ACUTE eae 49 4222 Effet D B ton S r ACIER EE pa nye Salen ane Aes 50 4 2 3 Interaction Entre Le Noyau B ton Et Le Tube En Acier 53 4 2 3 1 M canismes De Transfert De Charge 53 4 2 3 2 Implication De L application De La Charge Pour Le Comportement M CANIQUES dE a A E a O E AESA 54 4 2 3 3 R sistance R siduelle En Cas De Rupture De Cisaillement Plane 55 4 3 Propri t s M caniques De L acier En Traction Et En Compression Da te ren 56 4 4 M canismes De Transfert De Cisaillement eee 57 AA PAJETE NC Es enia or Ga al a A nl a RE AT a 7 57 4 4 2 Contact D interface Oa EE EREE ENTER a EEN a eia 58 4 5 R sistance Au Cisaillement Contrainte D adh rence 58 AEL A a ETO AIZA EE EE E E ES cia lal EA EAE E A 60 CHAPITRE 5 CALCUL DES POTEAUX MIXTES TUBULAIRE REMPLIS DE BETON SOUS COMPRESSION ET S
2. 2500 2000 4barres Z 1500 6barres x w 2204110 7 1 40 120 7 1 8barres or y 4barres S 1000 6barres 8barres 500 0 0 1 2 3 4 5 6 7 8 9 Figure 5 14 l effet de la quantit d armature pour un poteau mixte de section rectangulaire Les graphes ci dessus repr sentent la r sistance des poteaux mixtes de sections carr et rectangulaire On remarque que l allure des graphes de la figure 5 13 sont diff rents des 85 CHAPITRE 5 CALCUL DES POTEAUX MIXTES TUBULAIRES REMPLIS DE BETON SOUS COMPRESSION ET FLEXION COMPRESSION COMBINEES graphes de la figure 5 14 cela est due la diff rence de la forme du poteau En remarque tr s bien l influence de la forme de la section du poteau On remarque une am lioration de r sistance de 5 25 et de 5 93 quand en augmente la quantit d armature de 25 et 33 33 respectivement pour un poteau court de Im de hauteur cette am lioration s att nue avec l augmentation de la longueur de flambement au del de la hauteur de 4m les calculs permettent de que l effet d armatures est totalement att nu 5 7 2 Poteaux circulaire sollicit en compression axiale Dans cette partie en veut d terminer l influence de plusieurs param tres sur la r sistance plastique des poteaux mixtes de section circulaire 5 7 2 1 Influence de la section du poteau Les caract ristiques g om triques du poteau sont d une tr s
3. Pour les besoins de calcul il y a lieu de consid rer la valeur nominale du coefficient de Poisson concernant les d formations lastiques comme gale 0 2 5 3 2 Aciers d armature Une nuance indique la valeur de la limite d lasticit caract ristique sp cifi e fsx en N mm MPa La norme europ enne EN10080 3 d finit trois nuances d aciers d armature La nuance S200 concerne les ronds lisse lamin s chaud alors que les nuances 400 et S500 concernent les barres et fils verrous conf rant une haute adh rence Le module d lasticit E des armatures est de l ordre de 190 200 KN mm2 pour simplifier le calcul en structure mixte il est permis de prendre pour Es la valeur Ea 210 KN mm de l acier de construction sp cifi dans l EC3 5 3 3 Acier de construction Les aciers de construction sont d finis par leurs limite d lasticit fy pour les aciers courants de construction les valeurs de la limite lastique varient de 235 MPa 355 MPa les d formations sont lin aires et r versibles c est le domaine de l lasticit d fini par la loi de Hooke 63 CHAPITRE 5 CALCUL DES POTEAUX MIXTES TUBULAIRES REMPLIS DE BETON SOUS COMPRESSION ET FLEXION COMPRESSION COMBINEES Tableau 5 3 valeurs nominales de limite lastique f et de r sistance la rupture en traction f pour l acier de construction Nuance t lt 40 mm 40 mm lt t lt 100 mm nominale
4. 114 CHAPITRE 5 CALCUL DES POTEAUX MIXTES TUBULAIRES REMPLIS DE BETON SOUS COMPRESSION ET FLEXION COMPRESSION COMBINEES Classe de b ton C40 50 fex 40MPa Courbe Section Ecm 35000MPa 400 400 20 Nuance d acier S275 380 380 20 fy 275 MPa 360 360 20 Ea 210000 MPa 340 340 17 5 320 320 17 5 300 300 17 5 280 280 14 2 260 260 14 2 240 240 14 2 0 220 220 14 2 m GO IA MN BR WN Abaque Section carr e 12000 1000 8000 6000 oo 4000 40 Effort normal r sistant KN 2000 0 1000 2000 3000 4000 5000 6000 7000 8000 9000 Longueur de flambement L mm ABAQUE N 2 115 CHAPITRE 5 CALCUL DES POTEAUX MIXTES TUBULAIRES REMPLIS DE BETON SOUS COMPRESSION ET FLEXION COMPRESSION COMBINEES Classe de b ton C40 50 Jex 40MPa Courbe Section Ecm 35000MPa 1 400 400 20 Nuance d acier S275 2 380 380 20 fy 275 MPa 3 360 360 20 Ea 210000 MPa 4 340 340 17 5 L 3000 mm 5 320 320 17 5 6 300 300 17 5 on 7 280 280 14 2 8 260 260 14 2 9 240 240 14 2 10 220 220 14 2 Abaque courbes d interaction M N 10000 9000 8000 7000 6000 5000 Effort normal KN 4000 3000 2000 1000 0 200 400 600 800 1000 1200 1400 Moment KNm ABAQUE N 3 116 CHAPITRE 5 CALCUL DES POTEAUX MIXTES TUBULAIRES REMPLIS DE BETON SOUS COMPRESSION
5. 13 2 2 3 1 R sistance De La Section 13 2 2 3 2 Flanc ement R duit 2eme den emmener tata trees 14 2 2 3 3 R sistance Au Flambement 16 2 2 4 Poteaux Mixtes Soumis A Compression Axiale Et Flexion 17 2 2 4 1 R sistance De La Section Sous Moment De Flexion Et Effort Normal 17 2 2 4 2 Amplification De Second Ordre Des Moments De Flexion 20 2 2 5 R sistance D un Poteau Mixte Sous Compression Accompagn e De Flexion Mono Axiale 2 2 6 R sistance D un Poteau Mixte Sous Compression Accompagn e De Flexion Bi A Males 2er en nes tie tele weeded nues din 22 2 SC ONCIUSIOUS Se RSR Seine AR SN Ut Sue Une nn ee 24 CHAPITRE 3 ETUDE BIBLIOGRAPHIQUE DL AMC LELOA OM RS NES eee dt ons Aue ve nt denon ie nee we 25 32 POLAR COURS Miche en oer a aea reede E a Err ENEE ESERE 25 3 2 1 Diagramme D interaction ssiti sionistes nine nent iqisaet 26 3 2 2 El ments Axialement Chartes ue dist ui ee er Rd es eo ed 26 3 3 Poteaux ANC S SU ie de te aire ned comer ts 26 3 4 Etudes Exp rimentales 0c ccccccccccseceveesecescesesecsevaceceusessescseescesanasenens 27 3 4 1 Poteaux Mixtes Remplis De Betorivs rss means dates 27 3 4 2 Poteaux Mixtes Enrob s De B ton crane nn RO a eee 29 Do Bifets De E elap e MONS st vargas de a cts 30 3 6 Effets De Chargement Et De Sollicitations Ext r
6. Ny KN My KNm Point A 3871 4 0 235 Point C 2084 2 279 8 Point D 1042 1 321 3 Point B 0 279 8 Point A 4365 7 0 275 Point C 2067 4 348 4 Point D 1033 7 383 3 Point B 0 348 4 Tableau 5 28 valeurs de calcul des points de la courbe d interaction en fonction de la nuance d acier de construction courbe d interaction influ e par la nuance d acier 5000 4500 4365 7 4000 3500 3000 2500 5235 effort mormal KN 2000 1500 7 4 S275 1000 500 48 4 0 0 50 100 150 200 moment KNm 250 300 350 400 450 Figure 5 26 Influence de la nuance d acier de construction 101 CHAPITRE 5 CALCUL DES POTEAUX MIXTES TUBULAIRES REMPLIS DE BETON SOUS COMPRESSION ET FLEXION COMPRESSION COMBINEES La figure 5 26 la possibilit de nous inform e que la r sistance du poteau mixte varie en variant la nuance du tube en acier on remarque une augmentation des valeurs de r sistance toute au long de la courge en commencent par le point ou se trouve la plus grande diff rence pour les efforts normaux qui est 11 32 pour les points B C et D l augmentation est de l ordre de 1 la variation en moment r sistant est tr s importante elle est de 19 69 pour B et C alors que pour le point D elle est 16 17 En comparant les courbes on constate que le poteau mixte au
7. longitudinales est de 8 barres de 10mm de diam tre On remarque que la r sistance du poteau en b ton arm d croit en augmentant sa longueur de 3m 6m et ne r siste plus 8m et plus Pour le calcul de la r sistance du poteau m tallique on a pris un profil creux de m me dimensions que le poteau en b ton arm 350x250 et paisseur de parois de 8mm et de nuance S235 la diff rence de r sistance est tr s claire pour 3m de hauteur les valeurs sont un peu proches l une par rapport l autre alors que cette diff rence tendance se cro tre en augmentant la hauteur du poteau cela est due aux caract ristiques m caniques des deux mat riaux On peut tirer comme conclusion qu on peut atteindre de tr s importante hauteur en utilisant des poteaux m talliques Pour le calcul des poteaux mixte on a pris le m me tube m tallique rempli de b ton de 20MPa de r sistance caract ristique une fois arm et l autre fois non arm L augmentation de r sistance est tr s claire poteau en poteau mixte poteau b ton arm As 8T10 As 0 _ m tallique 1851 37 4058 5 3871 4 2038 1 1362 7 3875 8 3700 3 2023 2 872 63 3312 6 3175 1 1993 3 2503 6 2413 38 1952 5 woja fo l Tableau 5 35 valeurs de calcul des r sistance de diff rents types de poteau 4500 4000 3500 3000 poteau en b ton arm 2500 8
8. 120 ANNEXE A ABAQUES DE CALCUL Classe de b ton C40 50 fek 40MPa Ecm 35000MPa Nuance de l acier S275 fy 275 MPa Ea 210000 MPa Variation de l effort normal critique en fonction des dimensions de la section droite 21 Courbe Section 1 2 3 4 5 6 7 8 9 1 400 400 20 380 380 20 360 360 20 340 340 17 5 320 320 17 5 300 300 17 5 280 280 14 2 260 260 14 2 240 240 14 2 0 220 220 14 2 Ncr KN 4000 5000 6000 Longueurs de flambementL mm ABAQUE N 1 120 ANNEXE A ABAQUES DE CALCUL D tails des courbes dans la zone ou les r sultats se rapprochent Variation de Ncr en fonction d une section droite carr e 200000 180000 160000 140000 120000 100000 Ncr KN 80000 60000 40000 20000 0 lt _ 0 1000 2000 3000 4000 5000 6000 7000 8000 9000 L mm 121 ANNEXE A ABAQUES DE CALCUL Classe de b ton C40 50 Scx 40M Pa Courbe Section Ecm 35000MPa 400 400 20 Nuance d acier S275 380 380 20 fy 275 MPa 360 360 20 Ea 210000 MPa 340 340 17 5 320 320 17 5 300 300 17 5 280 280 14 2 260 260 14 2 240 240 14 2 0 220 220 14 2 m OO I MB WN Abaque Section carr e 12000 10000 8000 6000 wo 4000 10 Effort
9. Mes remerciements vont galement mes enseignants Madame MIMOUNE F Z Professeur l universit Mentouri Constantine Monsieur HOUARI H Professeur l universit Mentouri Constantine Monsieur TEKKOUK A Docteur l universit Mentouri Constantine Monsieur BOUMEKKIK A Professeur l universit Mentouri Constantine Monsieur KHALFELLAH S Ma tre de conf rences l universit de Jijel Docteur BOUSALEM B Ma tre de conf rences l universit Mentouri Constantine Ma sinc re reconnaissance va au Professeur HOUARI HACENE pour m avoir fait l honneur d tre le pr sident de mon jury de soutenance J adresse mes sinc res remerciements messieurs les membres de jury MrBELOUAAR AHMED Mr DJEBBAR NABIL Pour l int r t bienveillant qu ils ont accord a ce travail Je voudrais encore une fois leur exprimer ma profonde gratitude Je tiens remercier tous ceux qui d une mani re ou d une autre ont particip la r alisation de ce travail Table de mati res REMERCIEMENTS ee ne Ne ST es ns I RESUME stands ii ini Ma send dene ae nie N e rende II ABSTRACT ER RER en Ne oi tes sania ne Atos sean eats II INTRODUCTION GENERALE Ls Introduction 425es se dati Crete d tient ha ser A 1 De Objectif asena ote tenets pats dees Ce UN dE ed ones 2 3 Organisation du MeMome 2 od seve ae bade dee Sek Sve ee eae en ke ee a wk Pes dave ets 2 CHAPITRE 1 INTRODUCTION A LA CONSTRUCTION MIXTE
10. 82 5 7 1 7 Influence De La Variation Du Nombre De Barre D armatures 84 5 7 2 Poteaux Circulaire Sollicit En Compression Axiale 86 5 7 2 1 Influence De La Section Du Poteau 86 5 7 2 2 Influence De La Quantit D armatures Longitudinales 89 5 7 2 3 Influence De La Nuance De L acier De Construction 90 5 7 2 4 Influence De La Classe De R sistance Du B ton 91 5 7 2 5 Influence De La Nuance De L acier Des Armatures 93 5 7 2 6 Influence Du Nombre De Barres D armature 94 SL 2101 ettet DC ET EXCENACISS ee a ne 96 5 7 2 84etlet Denok eln yg sisi dedaicoad ue bals ued oh ideasdacobeladsiaadoetien sa 97 5 7 3 Poteau De Section Rectangulaire Sollicit s En Compression Et Flexion AS OMDANIE C55 Se MR mn Set RAR uaccouenay incase tas 99 5 7 3 1 Courbes D interaction M N D un Poteau Rectangulaire 99 5 7 3 2 L effet De La Pr sence Des Armatures Sur L interaction M N 100 5 7 3 3 L effet De La Nuance D acier Sur L interaction M N 101 5 7 3 4 L effet De La Quantit D armature Et La Nuance D acier De Constrictor en er ened ea euer yea wen ean cr Nan 102 5 7 3 5 L effet De La Longueur De Flambement Sur E interaction MN o Sn se unten na eu 103 5 7 4 Poteau De Section Circulaire Sous Compression Fle
11. 8barres g 3500 4barres S 6barres 3000 220 220 12 8barres 2500 2000 1500 0 1 2 3 4 5 6 7 8 9 Figure 5 13 l effet de la quantit d armature pour un poteau mixte de section carr 84 CHAPITRE 5 CALCUL DES POTEAUX MIXTES TUBULAIRES REMPLIS DE BETON SOUS COMPRESSION ET FLEXION COMPRESSION COMBINEES Nplrd KN 220 110 7 1 Nplrd KN _120 240 7 1 L m 4barres 6barres 8barres 4barres 6barres 8barres 1 1854 082 1975 781 2096 226 2079 736 2203 009 2324 985 1 5 1774 133 1886 916 1997 192 2002 097 2118 075 2231 627 2 1668 567 1767 924 1862 409 1904 322 2009 99 2111 229 2 5 1521 47 1600 846 1671 838 1772 781 1863 291 1946 106 3 1329 15 1385 071 1430 106 1597 352 1667 947 1727 165 3 5 1118 9 1155 948 1182 222 1388 234 1439 006 1476 552 4 926 835 952 134 968 002 1177 134 1213 158 1236 324 4 5 768 233 786 576 796 924 990 02 1016 516 1031 481 5 642 087 656 098 663 347 834 848 855 217 865 528 6 463 249 472 344 476 498 608 009 621 333 627 081 7 348 086 354 542 357 259 458 947 468 458 472 158 8 270 522 275 369 277 296 357 609 364 78 367 381 Tableau 5 16 valeurs de calcul de l effort normal plastique en fonction des dimensions de la section droite d un poteau rectangulaire Variation de la r sistance du poteau mixte en fonction du nombre de barre d armature des deux section r ctangulaires
12. CHAPITRE 5 CALCUL DES POTEAUX MIXTES TUBULAIRES REMPLIS DE BETON SOUS COMPRESSION ET FLEXION COMPRESSION COMBINEES CALCUL DES POTEAUX MIXTES TUBULAIRE REMPLIS DE BETON SOUS COMPRESSION ET SOUS FLEXION COMPRESSION COMBINEES 5 1 Introduction Des poteaux mixtes sont habituellement class s comme courts ou lanc s La r sistance d une colonne remplie de b ton courte est r gie par la r sistance de la section qui est la capacit de la section transversale de r sister aux charges axiales et aux moments appliqu s sur la section du poteau La r sistance d une colonne remplie de b ton mince ou lanc e est r gie par ce qui se nomme r sistance l mentaire refl tant le fait que la r sistance de charge d pend non seulement des caract ristiques m caniques mais galement des caract ristiques g om triques de l l ment Dans ce chapitre nous nous concentrons sur la partie th orique li e au calcul de la r sistance des poteaux creux remplis de b ton nous discutons galement leurs r sistance la compression et la flexion en introduisant des param tres influant la capacit portante du poteau ainsi que sa stabilit En outre l analyse tendue sera faite sur les relations entre les param tres de l tude obtenus en utilisant un programme de calcul la r sistance des poteaux mixtes sous compression et sous flexion Les divers param tres qui affectent la r sistance des poteaux tels que l pa
13. Figure 5 27 Influence des armatures longitudinales et de la nuance d acier La figure 5 27 repr sente des poteaux de m mes caract ristiques g om triques de section 250x350 et d paisseur 8mm on a vari la nuance d acier pour un poteau mixte arm de 8 barres de 10mm de diam tre et on compar les r sultats obtenus avec celle du poteau mixte non arm Si on prend la courbe de As 0 et S275 et celle de As 8T10 S275 on remarque tr s bien l augmentation de r sistance en compression qui est gale 4 33 pour le point A pour la r sistance en flexion l augmentation est 7 23 pour B et C et 5 75 pour D En comparant les quatre courbes on constate qu un poteau mixte du tube de nuance S275 et non arm r siste mieux qu un poteau de m me section du tube de nuance S235 et arm de 8T10 et la diff rence de r sistance la compression est d environ 7 31 dans le point et nulle dans les autres points d interactions alors qu elle est 13 43 aux points B et C et 11 07 donc l influence de la nuance du tube d acier est plus importante que celle des armatures longitudinales 5 7 3 5 L effet de la longueur de flambement sur l interaction M N Le tableau 5 30 comprend les r sultats num riques des r sistances des points d interactions A B C et D no fonction de la longueur du flambement du poteau 103 CHAPITRE 5 CALCUL DES POTEAUX MIXTES TUBULAIRES REMPLIS DE BETON SOUS COMPRES
14. e 368 15 3000 2500 2000 0 2 4 6 8 10 L m Figure 5 16 l effet de l paisseur du tube en acier Les deux figures pr c dentes 5 15 et 5 16 montrent la variation de la r sistance des poteaux mixtes de section circulaire en fonction des dimensions de la section du poteau et de paisseur du tube en acier En remarque pour la figure 6 1 une diminution de la r sistance des poteaux en fonction de la longueur de flambement qui peut atteindre 11 de l effort normal plastique entre la section du tube 368x15 et la section du tube 368x12 La figure 5 16 nous renseigne que la variation de l paisseur du tube en acier influe sur la r sistance du poteau mais diminue en augmentant la longueur du poteau On remarque que la variation de l paisseur des tubes est constante et de deux mm le temps ou la r sistance des poteaux augmente de 8 36 9 24 10 31 et 11 63 respectivement 88 CHAPITRE 5 CALCUL DES POTEAUX MIXTES TUBULAIRES REMPLIS DE BETON SOUS COMPRESSION ET FLEXION COMPRESSION COMBINEES 5 7 2 2 Influence de la quantit d armatures longitudinales Nplrd KN Avec Sans armatures armatures L m longitudinales longitudinales 1 4431 608 4672 286 1 5 4373 996 4614 969 2 4315 392 4556 916 2 5 4254 496 4496 975 3 4189 918 4433 937 3 5 4120 12 4366 478 4 4043 357 4293 113 4 5 3957 648 4212 167 5 3860 812 4121 77 6 3625 024 3904 674 7 332
15. 2 2 1 Voilement local des l ments structuraux en acier La pr sence de b ton correctement tenu en place dans les sections totalement enrob es pr vient le voilement local des parois du profil en acier si l paisseur d enrobage de b ton est suffisante Celle ci ne peut d s lors tre inf rieure au maximum des deux valeurs suivantes e 40 mm e 1 6 de la largeur b de la semelle du profil en acier Cet enrobage destin a emp cher tout clatement pr matur du b ton doit tre arm transversalement Pour les autres types de poteaux mixtes a savoir les sections partiellement enrob es et les sections creuses remplies de b ton l lancement des parois du profil en acier doit satisfaire les conditions suivantes 4 t lt 90e pour les profils creux ronds remplis de b ton de diam tre d et d paisseur t CHAPITRE CALCUL DES POTEAUX MIXTES SELON L EC4 e d t lt 52e pour l me des profils creux rectangulaires remplis de b ton de hauteur d et d paisseur t e b t lt 44e pour les semelles de largeur b et d paisseur ty des profils en H partiellement enrob s Avec e 235 f O fy est la limite d lasticit de l acier constituant le profil y k y p 2 2 2 Conditions d utilisation de la m thode simplifi e de calcul L application de la m thode simplifi e comporte les limitations suivantes e La section transversale du poteau est constante et pr sente une double sym trie sur toute la hauteur
16. 4634637 4953 076 2 5 2992 988 3310 099 3625 998 3940771 4254496 4566223 4876 828 3 2957 058 3267 59 3576512 3883925 4189918 4493259 4795 054 3 5 2919 272 322256 3523 725 3822878 4120 12 4413 861 4705 484 4 2878 99 3174153 3466525 3756223 4043 357 432588 4605 513 45 2835 504 3121 413 3403 66 3682 367 3957 648 4226 879 4492 192 5 2788 022 3063 266 3333 732 359954 3860 812 4114201 4362 363 6 2677 527 2926028 3166653 3399 579 3625 024 3837 819 4042 179 7 2540 21 2753 313 2954 651 3144822 3324547 3486 875 3638 539 8 2370 89 2540968 269643 2838 997 2970 411 3082728 3185 343 Tableau 5 21 valeurs de calcul de l effort normal plastique en fonction de la classe de r sistance du b ton d un poteau de section circulaire Variation de la r sistance du poteau mixte en fonction de la classe du b ton 5500 5000 ba 4500 C20 25 i s C25 30 4000 Fr C30 37 o gt C35 40 5 3500 gt C40 50 C45 55 3000 C50 60 2500 2000 0 1 3 4 5 6 8 9 L m Figure 5 19 l effet de la classe de r sistance du b ton La r sistance du b ton utilis est un facteur important pour la r sistance du poteau mixte de dimension 368x6 3 c est ce que montre la figure 5 19 On remarque une augmentation de la r sistance du poteaux en augmentant la r s
17. CONCLUSION CENERALE L tude pr sent e dans ce m moire a t consacr e aux poteaux mixtes de section tubulaire remplis de b ton et plus pr cis ment sur le calcul de la r sistance des poteaux mixtes sous chargement axial et chargement combin et de d terminer la courbe d interaction moment effort normal Le travail de recherche a t men selon 5 chapitres comme suit Le 1 chapitre consiste donner des g n ralit s sur la construction mixte Le 2 chapitre qui a t consacr la pr sentation de la m thode simplifi e de calcul de r sistance des poteaux mixtes propos e par l EC4 Le 3 chapitre a t consacr une tude bibliographique bas e sur des travaux exp rimentaux de recherche sur les poteaux mixtes de diff rents types pour mieux comprendre leurs comportements Le 4 chapitre a t consacr l tude approfondie du comportement des poteaux mixte en traitant les ph nom nes susceptible de se produire au niveau de I interface acier b ton ainsi qu au poteau lui m me Et enfin le 5 chapitre qui a t consacr l laboration d un programme de calcul en FORTRAN 90 qui nous permis de calculer la r sistance des poteaux mixtes tubulaires de section carr e rectangulaire et circulaire par la m thode simplifi e de l EC4 le programme d velopp nous permis de tracer des courbes pour d terminer l influence des diff rents param tres tudi
18. L utilisation des connecteurs m caniques peut tre n cessaire dans des circonstances sp ciales ou l effort d adh rence est susceptible d tre exc d par exemple en pr sence du cisaillement transversal significatif sur le poteau et galement dans le cas de chargement dynamique et sismique Pour une surface d acier doux la r sistance m canique est moins importante que pour une surface d acier en relief ou irr guli re L influence d une pression d interface sur le transfert de force est donc plus importante pour une surface en acier lisse 58 CHAPITRE 4 ANALYSE DU COMPORTEMENT MECANIQUE DES POTEAUX TUBULAIRES REMPLIS DE BETON trouv e dans les poteaux mixtes que pour une surface avec des gravures en relief ou des irr gularit s Le b ton sans armature n aura aucune r sistance au cisaillement apr s flexion ou cisaillement crasant moins qu il soit confin sur une longueur relativement courte l int rieur du tube d acier Il n y a aucune m thode bien tablie pour calculer l effort de cisaillement longitudinal l interface Par cons quence la conception est habituellement bas e sur l effort de cisaillement moyen trouv par la division de force de cisaillement par un secteur assum d interface de transfert de cisaillement Ce secteur est indiqu par le p rim tre de la section et la longueur de transfert voir la figure 4 10 21 L effort de cisaillement de conception est donn par Ty
19. Les tubes en acier rempli de b ton offrent une r sistante suppl mentaire contre l incendie En raison de la plus grande utilisation des poteaux mixtes beaucoup de travaux th oriques et exp rimentaux ont t r alis s 1 2 3 4 5 Cet tude bibliographique pr sente l tat de connaissance sur les poteaux mixtes acier b ton y compris des tudes exp rimentales et analytiques La discussion inclut le comportement des poteaux mixtes courts et lanc s aussi bien que l utilisation des b tons de haute r sistance etc 3 2 Poteaux courts Aux premi res phases du chargement le coefficient de Poisson du b ton est inf rieur celui de l acier et le tube en acier n a aucun effet sur le noyau b ton Par cons quent l expansion lat rale du b ton devient graduellement plus grande que celle de l acier Une pression radiale se d veloppe l interface b ton acier retenant de ce fait le noyau b ton en d veloppant une tension circulaire dans le tube ce stade le noyau b ton est soumis aux contraintes triaxiales et le tube en acier aux contraintes bi axiales de sorte qu il y ait un transfert de charge partir du tube au noyau comme le tube ne peut pas soutenir l effort de flexion longitudinalement en pr sence d une tension circulaire La charge correspondant ce mode de rupture peut tre consid rablement plus grande que la somme de celle de l acier et du b ton mais la rupture de cisaillement peut intervenir avant q
20. Npird KN 7000 6000 5000 4000 3000 2000 1000 de la section du poteau Npird f b h y E 350 350 350 250 X 250 250 1 2 3 4 5 6 7 8 9 L m Figure 5 8 l effet de la section transversale du poteau La figure 5 8 montre la variation de l effort normal plastique des poteaux de section rectangulaire et carr e de 250xX350X8 350x350x8 et 250x250x8 en fonction de la longueur 77 CHAPITRE 5 CALCUL DES POTEAUX MIXTES TUBULAIRES REMPLIS DE BETON SOUS COMPRESSION ET FLEXION COMPRESSION COMBINEES du poteau On veut ici d terminer l influence des dimensions de la section droite sur la r sistance du poteau Il est clair que l effort normal plastique d un poteau diminue si sa longueur augmente cette augmentation peut tre conditionn e par les dimensions de la section La figure montre avec grande clart la r sistance plastique d un poteau mixte en passant de la section 250x250x8 la section 350x350x8 par la section interm diaire de 350x350x8 l augmentation de 48 97 de la section permet une augmentation de la r sistance de 39 63 pour une longueur de flambement de 1m et de 42 25 pour 4m de longueur alors qu elle est de 55 71 pour 8m de longueur on peut dire que la variation de la r sistance des poteaux est petite pour les poteaux court et moyennement lanc ce qui n est pas le cas pour
21. entreprises pour obtenir l information de base pour servir d aide pour analyser mod liser ou pour formuler les crit res de conception 3 4 1 Poteaux mixtes remplis de b ton Y C Wang 1998 a fait l tude sur plusieurs types de poteaux poteaux de section carr remplie de b ton et sur des profil s m talliques sous des charges de compression centr es et excentr e 1 dont le but est d tudier l efficacit des codes de calcul des poteaux mixtes lanc s et exactitude de la nouvelle m thode propos e par le BS 5950 compar e a celle de EC4 et de BS 5400 11 ont trouv que l exactitude de la m thode propos e tait tr s semblable celle d EC4 et meilleure que celle du BS 5400 27 CHAPITRE 3 ETUDE BIBLIOGRAFIQUE Ainsi que la m thode propos e donne une compr hension claire du comportement des sections mixtes et qu elle est beaucoup plus facile employer que les deux autres m thodes BS 5400 et EC4 Kefeng T John M N et Xincheng P 5 ont tudi s les propri t s m caniques des colonnes mixtes acier b ton Vingt colonnes courtes en acier tubulaires de section circulaire remplis de b ton avec rapport de la longueur au diam tre de 3 5 ont t remplies avec le b ton de haute r sistance Les r sultats exp rimentaux ont montr que l aide d un tube en acier comme confinement pour le noyau de b ton peut de mani re significative am liorer les propri t s m caniques et la r sistance
22. interaction flexion mono axiale CHAPITRE CALCUL DES POTEAUX MIXTES SELON L EC4 Le point D de cette courbe d interaction correspond au maximum du moment r sistant M max ra Sup rieur Mp ra En effet dans un poteau mixte l augmentation de la charge axiale retarde la fissuration par traction du b ton et rend ainsi le poteau mixte plus apte r sister la flexion La courbe d interaction pr cit e peut se d terminer point par point en consid rant successivement diverses positions particuli res de l axe neutre plastique dans la section droite et en calculant pour chacune de ces positions la r sistance de la section droite partir de l hypoth se des blocs de contrainte ce qui partir des deux quations d quilibre de translation et de rotation fournit le couple M N des efforts r sistants concomitants La Figure 2 3 illustre cette proc dure pour quatre positions particuli res de l axe neutre plastique auxquelles correspondent respectivement les points rep r s A B C D et E de la Figure 2 2 CHAPITRE CALCUL DES POTEAUX MIXTES SELON L EC4 0 85fx Ye fy Yma fsk Ys 5 Nord s aria p e 0 85f ox Ye fy Yma fsx Ys _ me a Speen eee a 0 85fck Ye fy Yma fsk Ys Npm Rd D 0 85fex Ye fy yma fax Ys SSSI Npm Ra 2 mm mmcmme E meres ei
23. la compression de l unit mixte compar e une colonne de b ton arm L importance de l augmentation de r sistance la compression du noyau de b ton tait directement proportionnelle l index de confinement A f IA f 3 6 D A A A 3 7 Les travaux de M Mouli et H Khelafi 7 sur poteaux rectangulaire remplis de b ton l ger ont donn es des r sultats satisfaisantes en terme de r sistance des poteaux mixtes charg s axialement en compression les propri t s de b ton de remplissage utilis tait le facteur important de l tude qui a t bas e sur des exp rimentations il on est de m me pour les travaux de Dalin Liu 8 Ehab E Ben Young D et Dennis L 26 qui ont pris pour leurs travaux des b tons de haute r sistance Les poteaux mixtes de section rectangulaire et carr e avec raidisseurs ont pris galement une grande partie dans les projets de recherches avanc s dons le but de fournir une bonne compr hension du comportement de ces l ments sous diff rentes conditions de chargement on diminuant l effet de voilement local des parois du tube en acier par soudure de raidisseurs longitudinaux aux parois de ces derniers 6 14 ou dans la plupart des cas d am liorer la r sistance de l l ment du poteaux sous n importe quel chargement 9 Dans la pratique des colonnes sont soumises la compression axiale et aux moments de flexion L action de recourbement est introduite par des excentricit
24. marque une augmentation de 9 26 avec augmentation de moment fl chissant r sistant de 4 aux points B et C et 5 67 au point D 5 7 4 3 Veffet de la quantit d armature Le tableau 5 33 montres l influence des armatures longitudinales sur la r sistance des poteaux mixtes circulaires As 8 10 As 0 M KNm N KN M KNm N KN Point A 0 4515 167 0 5569 57 Point C 342 1 2560 089 366 4 3430 199 Point D 424 1 1280 045 448 6 1715 1 Point B 342 1 0 366 4 0 Tableau 5 33 valeurs de calcul des points de la courbe d interaction en fonction de la quantit As un poteau circulaire Interaction M N 6000 0 0 Zz 5000 lt 0 0 l 4000 i vy _ 366 4 Z ue As 8 10 D 3000 342 1 2 2560 1 As 0 z 2000 448 6 1715 1 424 1 1000 342 1 366 4 0 0 0 0 0 0 50 100 150 200 250 300 350 400 450 500 M KN Figure 5 31 Influence des armatures longitudinales 107 CHAPITRE 5 CALCUL DES POTEAUX MIXTES TUBULAIRES REMPLIS DE BETON SOUS COMPRESSION ET FLEXION COMPRESSION COMBINEES La figure 5 31montre avec une grande clart la diff rence entre un poteau mixte arm et un autre qui n est pas arm on remarque une r sistance la compression pour le poteau mixte arm plus lev e que celle du poteau mixte non arm Au point l augmentation est 18 93 de la r sistance la compre
25. CHAPITRE 3 ETUDE BIBLIOGRAFIQUE Le comportement des poteaux est d fini par l approche d EULER si les imperfections sont n glig s quand en augmente la longueur du poteau on risque d avoir un probl me d instabilit a cause de l augmentation de la valeur du moment fl chissant secondaire mi hauteur se qui am ne la rupture du poteau par moment fl chissant et non pas par compression L influence des charges axiales de compression sur les sections droites des poteaux courts est moins importante compar e aux poteaux lanc s et le poteau peut supporter le moment de flexion qui est plus grand que son moment de r sistance ultime 3 Actuellement les poteaux mixtes de section circulaire sont de plus en plus employ s dans la construction des b timents modernes L information disponible sur les models de ce type sous les diff rentes conditions de chargement est limit e On a examin s les poteaux mixtes de section circulaire sous des charges axiales et des charges de flexion cycliquement croissantes plusieurs param tres ont t inclus dans l tude Un model m canique a t d velopp des poteaux 4 et on a d velopp une formule de calcul du coefficient de ductilit des poteaux mixtes sous chargement cyclique Kefeng T Jhon M N et Xincheng P 5 ont t concentr es sur les propri t s m caniques des poteaux mixtes acier b ton ils ont pris des poteaux courts en acier tubulaires remplis de b ton
26. EC4 2 3 Conclusions Cette le on n a d velopp que la m thode de calcul des poteaux simplifi e Son usage est limit aux poteaux bi sym triques contenant seulement une section m tallique cette m thode ne s appliquant pas si deux ou plusieurs sections non connect es sont utilis es Les m thodes de calcul plus g n rales donn es dans l EC4 pour des sections non sym triques entraineront souvent l usage de mod les analytiques avanc s particuli rement lorsque qu aucun axe de sym trie ne sera pr sent Ce type de situation ne se rencontrera m thode d crite ici s appliquera donc sans aucun doute la grande majorit des poteaux mixtes rencontr s en pratique Les poteaux mixtes ne sont pas fr quents dans les b timents g n ralement consid r s comme mixtes Le sch ma d ossature le plus fr quent dans les b timents multi tag s est d utiliser des planchers mixtes et des poteaux section en H Cette situation est due aux difficult s d assembler les poutres des poteaux mixtes sur chantier Les solutions ce probl me augmentent g n ralement le co t de fabrication de mani re consid rable et rendent la construction enti rement mixte non conomique Dans le cas des tubes la m thode d assemblage doit tre telle qu elle ne n cessite pas l acc s de part et d autre des parois de la section m tallique Lorsque des sections enrob es sont utilis es au moins une partie du b ton d enrobage doit tre coul su
27. Engineering Structures 24 2002 59 72 26 Ehab Ellobody Ben Young Dennis Lam Behaviour of normal and high strength concrete filled compact steel tube circular stub columns Journal of Constructional Steel Research 62 2006 706 715 27 A A Marinopoulou V D Balopoulos C N Kalfas Simulation of partially encased composite steel concrete columns with steel columns Journal of Constructional Steel Research 2006 doi 10 1016 j jcsr 2006 11 003 28 De Xin Xiong Xiao Xiong Zha A numerical investigation on the behaviour of concrete filled steel tubular columns under initial stresses Journal of Constructional Steel Research 63 2007 599 611 29 L H Han Y F Yang Analysis of thin walled steel RHS columns filled with concrete under long term sustained loads Thin Walled Structures 41 2003 849 870 30 Ehab Ellobody Ben Young Nonlinear analysis of concrete filled steel SHS and RHS columns Thin Walled Structures 44 2006 919 930 31 Qing Quan Liang Brian Uy J Y Richard Liew Nonlinear analysis of concrete filled thin walled steel box columns with local buckling effects Journal of Constructional Steel Research 62 2006 581 591 32 Ronald L Richard W Buckling Behaviour of a Composite Beam Column July 26 1973 AIAA JOURNAL VOL 12 NO 6 33 Belounis R Mimoune M La Performance Des Poteaux En Acier Tubulaires Remplis De B ton Sous Chargement Axial S mi
28. KN EC4 2020 1890 96 1 068241 2018 1890 96 1 067183 190133 A 2124 Moy Nexp N EC4 1 074566 70 CHAPITRE 5 CALCUL DES POTEAUX MIXTES TUBULAIRES REMPLIS DE BETON SOUS COMPRESSION ET FLEXION COMPRESSION COMBINEES La comparaison des r sultats est traduite sur la figure 4 5 Fugure 5 4 Confrontation des r sultats num riques du programme avec les r sultats de Dalin Liu 2500 2000 1500 N plrd KN 1000 500 pot pot2 pot3 pot4 pot5 pot6 Sp cimens test s et calcul s On remarque que les r sultats issus du calcul num rique pour les diff rents poteaux sont inf rieurs aux r sultats exp rimentaux de Dalin liu ce qui veut dire que la m thode EC4 peut offrir un champ de s curit pour les poteaux mixtes 71 CHAPITRE 5 CALCUL DES POTEAUX MIXTES TUBULAIRES REMPLIS DE BETON SOUS COMPRESSION ET FLEXION COMPRESSION COMBINEES 5 6 Etude comparative On a men une tude comparative afin de d terminer la diff rence excitante entre le calcul num rique ex cut par le programme que nous avons d velopp les travaux exp rimentaux existant dans la litt rature et les codes de calcul 5 6 1 Comparaison avec les essais de Zhong T Lin Hai H Zhi Bin W 6 Les travaux des trois auteurs ont t effectu s sur des poteaux mixtes de section rectangulaire d acier de limite lastique de l ordre de 234 3MPa remplis de b ton haute r
29. Tableau 5 26 valeurs de calcul des points de la courbe d interaction en fonction de As Courbes d interaction pour la compression et la flexion bi axiale 5000 4500 E A0 4365 7 4000 Z 3500 3000 2500 y Interaction D os suivant yy 1500 s Interaction 1008 xmas Hair suivant zz 500 0 50 100 150 200 250 300 350 400 Effort normal KN Moment fl chisant KNm Figure 5 24 Courbe d interaction M N d une section rectangulaire La figure 5 24 repr sente la courbe l interaction moment effort normal M N d un poteau mixte de section rectangulaire de dimensions 350x250x8 soumis la flexion uni axiale suivant les deux axes yy et zz On remarque que l effort normal de r sistance est le 99 CHAPITRE 5 CALCUL DES POTEAUX MIXTES TUBULAIRES REMPLIS DE BETON SOUS COMPRESSION ET FLEXION COMPRESSION COMBINEES m me pour les deux directions alors que le moment varie selon les inerties de la section du poteau qui a augment e de 26 1 pour les point C et B et de 22 2 pour le point D 5 7 3 2 L effet de la pr sence des armatures sur l interaction M N Le tableau 5 27 repr sente les moments et efforts normaux de r sistance du poteau mixte en fonction de la pr sence des armatures longitudinales Ny KN My KNm Point A 4176 6 0 As 0 Point
30. excentricit et de l lancement sur la capacit portante Cette augmentation de r sistance due au frettage n est pas permise pour un tube rectangulaire parce que ses faces planes se d forment sous l effet du gonflement du b ton 2 2 3 2 Elancement r duit La charge lastique critique Ner d un poteau mixte est calcul e en utilisant la formule d Euler RO ED og 4 pa 2 8 cr O El est la rigidit flexionnelle du poteau mixte relative au plan de flambement consid r et Ly la longueur de flambement correspondante de ce poteau Si ce poteau appartient une ossature rigide cette longueur de flambement peut de mani re s curitaire tre prise gale la longueur d pure L Pour les charges de courte dur e la rigidit lastique de flexion effective El de la section transversale d un poteau mixte vaut CHAPITRE CALCUL DES POTEAUX MIXTES SELON L EC4 ED og Eala KeEomle Esl 2 9 avec Iq Let Is inerties flexionnelles respectives pour le plan de flexion consid r du profil en acier du b ton suppos non fissur et de l armature EE et Es modules d lasticit respectifs du mat riau constituant le profil en acier et de l acier d armature Ecm module s cant du b ton Ke un facteur de correction prenant en compte la fissuration du b ton et qui peut tre pris gal 0 6 Dans le cas d application de charges de longue dur e la rigidit flexionnelle du b
31. les mat riaux de caract ristiques dont les relations contrainte d formation sont comme suit 5 3 Caract ristiques des mat riaux On donne les caract ristiques du b ton des armatures et des aciers de construction en relation directe avec le calcul et la conception des l ments mixtes 5 3 1 B ton On peut utiliser soit des b tons de masse volumique normale p 2400 kg m soit des b tons l gers p compris entre 1600 et 1800 kg m Pour les b tons de masse volumique normale le tableau 1 rassemble les valeurs de trois caract ristiques essentielles selon la classe de r sistance du b ton allant de C20 C50 Vu le comportement non lin aire contrainte d formation du b ton y compris pour de faibles niveaux de contrainte Ecm doit tre interpr t comme un module s cant moyen pour les contraintes de courte dur e 62 CHAPITRE 5 CALCUL DES POTEAUX MIXTES TUBULAIRES REMPLIS DE BETON SOUS COMPRESSION ET FLEXION COMPRESSION COMBINEES Tableau 5 2 classes de r sistance du b ton valeurs du module s cant d lasticit Ecm en KN mm r sistance caract ristique la compression f sur cylindres et r sistance caract ristique la traction moyenne fetm du b ton en N mm Classe de r sistance C C20 25 C25 30 C30 37 C35 45 C40 50 C45 55 C50 60 des b tons Ecm 29 30 5 32 33 5 35 36 37 fek 20 25 30 35 40 45 50 fetm 22 2 6 2 9 3 2 3 5 3 8 4 1
32. par l acier Quand l acier sera enlev du sp cimen apr s la rupture 13 15 le b ton s est av r pour avoir pris la forme du tube en acier d form qui illustre l action compos e de la section voir figure 3 1 Figure 3 1 Modes de ruptures des sp cimens des poteaux mixtes de section carr et circulaire 13 34 CHAPITRE 3 ETUDE BIBLIOGRAFIQUE Voilement Voilement ae ise local ext rieur Rotule Plastique Poteau court Poteau lanc Poteau court Poteau lanc a Formation de la b voilement c la section droite en zone rotule plastique du poteau de voilement Figure 3 2 Modes de rupture des poteaux mixtes tubulaires remplis de b ton 10 3 9 Comparaison avec les poteaux m talliques Les modes de base de voilement des colonnes m talliques et mixtes sont illustr s dans figure 3 3 Dans le cas des colonnes tubulaires en acier remplies de b ton le b ton l int rieur du tube emp che les modes de voilement des parois du tube en acier vers l int rieur et la paroi du tube alternativement fournit le confinement lat ral efficace du b ton l int rieur du tube a b buckling mode buckling mode encased concrete steel plate Figure 3 3 modes de voilement local des parois de a section m tallique b section mixte 3 35 CHAPITRE 3 ETUDE BIBLIOGRAFIQUE 3 10 Codes de conception Pendant les deux derni res d cennies les chercheurs ont sugg r des m thodes an
33. poteau mixte arm Nr s KN 2000 poteau mixte non arm gt lt poteau m tallique 1500 1000 500 0 2 3 4 5 6 7 8 9 L m Figure 5 33 r sistance des diff rents types de poteaux 109 CHAPITRE 5 CALCUL DES POTEAUX MIXTES TUBULAIRES REMPLIS DE BETON SOUS COMPRESSION ET FLEXION COMPRESSION COMBINEES Le tableauS 35 et la figure 5 33 illustrent la variation de la r sistance des quatre type de poteaux ces poteaux ont les m mes propri t s m caniques et g om triques que celles des l ments du tableau pr c dent mais cette fois on a fais le calcul du poteau mixte rempli de b ton de 40MPa de r sistance caract ristique On remarque que la r sistance augment e de plus Si on fait la somme de la r sistance du poteau m tallique et celle du poteau en b ton arm on trouve que la r sultante est inf rieure la r sistance du poteau mixte arm Les figures 5 32 et 5 33 donnent la diff rence de r sistance des diff rents types de poteaux l Pour le poteau en b ton arm le taux de diminution est d environ 52 86 en passant de 3m 6m 2 Pour le poteau m tallique le pourcentage de diminution de r sistance est 4 2 3 Pour le poteau mixte la diminution en r sistance est entre 27 29 pour les poteaux remplis de b ton de r sistance 20MPa poteau mixte arm et non arm est entre 37 39 pour les poteau remplis de b
34. ton est d termin e en rempla ant le module d lasticit du b ton E a par une valeur minor e Ee calcul e comme suit E E 2 10 1 Zosu Sd O Nesa est la fraction de la charge axiale Nsa qui agit de mani re permanente tandis que o est un coefficient de fluage d fini dans l Eurocode 2 qui d pend de l ge du b ton lors du chargement et du temps consid r Dans le cas d un poteau de batiment il est g n ralement suffisant de consid rer seulement le poteau en un temps infini Cette modification du module d lasticit du b ton n est n cessaire que si B l lancement r duit pour le plan de flexion consid r d passe 0 8 pour les sections enrob es de b ton et 0 8 1 pour les sections creuses remplies de b ton avec Aa fy Y MaN pl Rd 5 qui repr sente la contribution de la section m tallique la r sistance axiale totale du poteau On notera que le calcul de exige que l on connaisse une premi re valeur de la rigidit E du b ton Pour la comparaison avec les limites indiqu es ci dessus il est autoris de calculer sans se pr occuper de l influence ventuelle des charges de longue dur e B l excentricit relative e d d tant la dimension de la section associ e la hauteur dans le plan de flambement consid r est inf rieure 2 Ces valeurs limites sont d application dans le cas d ossatures contrevent es rigides elles sont remplacer respectivement par
35. 0 5 et 0 5 1 dans le cas d ossatures souples et ou non contrevent es CHAPITRE CALCUL DES POTEAUX MIXTES SELON L EC4 L lancement r duit du poteau mixte pour le plan de flexion consid r est donn par Eu N pi rk 2 11 UN eu O Np rx est la valeur de l effort normal r sistant plastique N 1r4 calcul en posant tous les facteurs partiels de s curit Ya Y et y gaux a 1 0 c est a dire en utilisant les r sistances caract ristiques des mat riaux 2 2 3 3 R sistance au flambement Le poteau mixte pr sente une r sistance au flambement suffisante si pour chacun des plans de flambement l effort axial de calcul Ns4est tel que Nsa S XN pra 2 12 o la valeur de x coefficient de r duction relatif au plan de flambement consid r est donn e en fonction de l lancement et de la courbe europ enne de flambement appropri e Les courbes europ ennes s appliquant aux poteaux mixtes sont donn es au Tableau 2 1 Courbe de Type de section Imperfecti flambement on Courbe a Sections creuses remplies de b ton arm e L 300 a 0 21 A A lt 3 ou non et sans profil en I additionnel Courbe b Sections en H totalement ou partiellement L 210 a 0 34 enrob es de b ton flambant par flexion autour de l axe fort y y Sections creuses remplies de b ton arm e 3 lt A A lt 6 ou avec un profil en I additionnel Courbe c Sections en H totalement ou p
36. 1 5m sont inclus dans l tude pour des besoins de recherche uniquement on remarque que les valeurs de la charge critique pour les longueurs de Im et 1 5m sont trop importantes car les poteaux court offrent une tr s grande rigidit flexionnelle alors que c est tout a fait le contraire pour les poteaux de 7m et 8m de longueur 5 7 1 2 Influence de la section du poteau On veut d terminer l influence des dimensions de la section du poteau sur sa r sistance plastique on a pris pour cela deux sections carr es de 350x350mm et 250X250mn et une section rectangulaire de 350xX250mm la longueur du poteau varie entre 1 et 8 m Le tableau 5 10 comprend les r sultats du calcul num rique de la r sistance des poteaux 76 CHAPITRE 5 CALCUL DES POTEAUX MIXTES TUBULAIRES REMPLIS DE BETON SOUS COMPRESSION ET FLEXION COMPRESSION COMBINEES Nplrd KN de diff rentes sections L m 350x350 350x250 250x250 1 6030 408 4678 557 3640 109 1 5 5961 355 4606407 3582 948 2 5891 72 4531 812 3523 728 2 5 5820 298 4452 455 3460 54 3 5745 839 4365 745 3391 244 3 5 5666 997 4268 695 3313 359 4 5582 285 4157 849 3224 017 4 5 5490 037 4029 396 3120 081 5 5388 392 3879 629 2998 592 6 5148 675 3508 519 2698 017 7 4847 181 3062 138 2341 006 8 4476 371 2605 508 1982 443 Tableau 5 10 valeurs de calcul de l effort normal plastique en fonction des dimensions
37. 4 12 O Ne sa est la r sistance du b ton de calcul selon l Equation suivante N sa aya bel 4 13 N sa Nsa Avec Nsa Npi rd Nesa Np crd Nasa N ard TSd Tpl rd Nsa Nasa a section mixte b acier c b ton Figure 4 10 Transfert de cisaillement entre le tube en acier et le noyau beton 21 59 CHAPITRE 4 ANALYSE DU COMPORTEMENT MECANIQUE DES POTEAUX TUBULAIRES REMPLIS DE BETON 4 6 Conclusion Pour comprendre le comportement d une pi ce de charpente mixte d action diff rente de mat riaux il est n cessaire de comprendre le comportement des diff rents mat riaux aussi bien que le leurs interactions Une section d un poteau tubulaire en acier remplie de b ton est principalement soumise aux charges de compression Mais il peut galement exister des moments dus l excentricit de charge aux effets du second ordre et aux moments d extr mit s Cependant le but primaire est pour que le b ton porte les forces de compression et pour que le tube en acier agisse en tant qu armatures longitudinales et lat rales du noyau de b ton bien que le tube en acier peut aussi porter une grande partie de la charge compressive Le comportement m canique du b ton et de l acier a t tudi reli leur fonction dans un poteau mixte En conclusion les m canismes du transfert d effort de cisaillement l interface entre le noyau b ton et le tube en acier a t bien expliqu 60
38. Critique st rile are ten 76 Figure 5 8 L effet De La Section Transversale Du Poteau T11 Figure 5 9 L effet Des Armatures Longitudinales 79 Figure 5 10 L effet De La Nuance D acier De Construction 80 Figure 5 11 L effet De La Classe De R sistance Du B ton 82 Figure 5 12 Figure 5 13 L effet La Nuance Des Aciers D armatures 83 L effet De La Quantit D armature Pour Un Poteau Mixte DE SECOURS des A SR NUE 84 Figure 5 14 L effet De La Quantit D armature Pour Un Poteau Mixte De Section RCIP Uae a5 ST a aE e en wees EE A A 85 Figure 5 15 L ertet Du Diam tre Du Tube 25 ess eas 87 Figure 5 16 L effet De L paisseur Du Tube En Acier 88 Figure 5 17 L effet De La Quantit D armatures Longitudinales 89 Figure 5 18 L effet De La Nuance D acier De Construction 91 Figure 5 19 L effet De La Classe De R sistance Du B ton 92 Figure 5 20 L effet De La Nuance D acier D armature 94 Figure 5 21 L effet De La Quantit D armature Longitudinale 95 Pigure 5 2
39. DE BETON 4 4 M canismes de transfert de cisaillement Les m canismes par lesquels des efforts de cisaillement peuvent tre transf r s sur l interface entre le tube en acier et le noyau du b ton sont l adh rence enclencher d interface et le frottement voir figure 4 9 Ces trois m canismes d sign souvent sous le nom du lien normal L adh rence Acte s par ment des deux autres m canismes les deux derniers peuvent tre consid r s comme le m me type de ph nom ne et la r sistance au cisaillement par ces deux derniers peut tre additionn e Si le lien normal n est pas assez pour atteindre la r sistance au cisaillement exig e il est possible d utiliser les connecteurs m caniques de cisaillement Le comportement du transfert de cisaillement dans l interface entre le b ton et l acier dans un poteau mixte le plus souvent est bas sur charge glissent relations obtenues partir des essais de pouss e De Pc ds jen SS FERETERATE TETE _ _ _ 4 ae A A a Adh rence b Contact d interface c Frottement Interface interlocking Figure 4 9 m canisme de transfert de cisaillement 4 4 1 Adh rence Le lien initial est fourni par adh rence entre l acier et le b ton voir la figure 4 9 a Ceci se nomme souvent liaison chimique C est un m canisme fragile lastique de transfert de cisaillement qui est actif principalement la premi re partie du chargeme
40. Dimensions De La Secnon Du Poteau ER re E E eet nn Lame 14 Tableau 5 11 Valeurs De Calcul De L effort Normal Plastique En Fonction De La Quantit Des Armatures LoOnestudmales ess es A ne tin nas 78 Tableau 5 12 Valeurs De Calcul De L effort Normal Plastique En Fonction De La Nuance D acier D Construction 12m Mate ie Lattes RE 80 Tableau 5 13 Valeurs De Calcul De L effort Normal Plastique En Fonction De La Classe De R sistance Du B ton sock ee saad sea ieee eee ator ced 81 Tableau 5 14 Valeurs De Calcul De L effort Normal Plastique En Fonction De La Nuance Dacit ICS ATMA Spas cde Sesto ate atid a fn dr lun me ht wes satel ete 83 Tableau 5 15 Valeurs De Calcul De L effort Normal Plastique En Fonction Des Dimensions Dyan Poteau aries fo ices ie tis sie oa tO eo E A eshte Mite rt a Ne ne 84 Tableau 5 16 Valeurs De Calcul De L effort Normal Plastique En Fonction Des Dimensions De La Section Droite D un Poteau Rectangulaire 85 Tableau 5 17 Valeurs De Calcul De L effort Normal Plastique En Fonction Des Dimensions De La Section Droite D un Poteau Circulaire 86 Tableau 5 18 Valeurs De Calcul De L effort Normal Plastique En Fonction De L paisseur Du T be En Acer ck celeste cools este ec ne nr Aes nn tt 87 Tableau 5 19 Valeurs De Calcul De L effort Normal Plastique En Fonction De La Quantit Des Armatures Longitudinale D un
41. Les poteaux lanc s sont g n ralement soumis la compression ou la flexion La rupture se produit quand les conditions de soumettre 4 une contrainte sous un quilibre stable ne sont plus possibles entre les forces internes et externes En ce moment pour la contrainte suppl mentaire minimale l augmentation des moments de flexion externes est plus grande que la section peut prendre L effort critique de voilement lastique d une colonne id alement droite est crit comme N n 2E re 3 2 fer A L r ee Ona nade zt 3 3 A2 26 CHAPITRE 3 ETUDE BIBLIOGRAFIQUE Ou ED 3 4 E et x jE 3 5 Ou Ner la charge critique A Pair de la section droite L longueur efficace fy contrainte limite E module d lasticit et r rayon de giration de la section du poteau s appelle le facteur d lancement en r alit les colonnes ne soutiendraient pas une contrainte sup rieure f si l effet de l crouissage est ignor La courbe contrainte d formation non lin aire r sultante peut tre employ e pour obtenir la charge critique non lastique du voilement d un poteau 3 4 tudes exp rimentales Certains des premiers essais sur les poteaux mixtes ont t effectu s par Burr 3 et ont t suivis depuis les ann es 20 par des tudes plus exp rimentales 4 5 6 7 8 et puis th oriques 15 16 19 par d autres chercheurs Des exp riences ont t
42. Poteau Circulaire 89 Tableau 5 20 Valeurs De Calcul De L effort Normal Plastique En Fonction De La Nuance D acier De Construction D un Poteau Circulaire 90 Tableau 5 21 Valeurs De Calcul De L effort Normal Plastique En Fonction De La Classe De R sistance Du B ton D un Poteau De Section Circulaire 92 Tableau 5 22 Valeurs De Calcul De L effort Normal Plastique En Fonction De La Nuance Des Aciers D armature D un Poteau Circulaire 22 93 Tableau 5 23 Valeurs De Calcul De L effort Normal Plastique En Fonction De La Quantit Des Armatures D un Poteau Cire entiere tds 95 Tableau 5 24 Valeurs De Calcul De L effort Normal Plastique En Fonction De L excentricit Et Le Rapport DA a cree il tet A te a ts et D 8 96 Tableau 5 25 Valeurs De Calcul De nul et nu2 En Fonction De La Longueur De Flambeme nt ss ris RE AN a mate a es Dr ETES 97 Tableau 5 26 Valeurs De Calcul Des Points De La Courbe D interaction En Fonction De AS tes nel dent da Ne hea aa eS Oe ne Sy Pe a ew ee EE 99 Tableau 5 27 Valeurs De Calcul Des Points De La Courbe D interaction En Fonction De IN Seis een estate vase soars oe ole as E AEE EEE ten 12 Ad ore dan ne hele SAU IM ONES ae tee 100 Tableau 5 28 Valeurs De Calcul Des Points De La Courbe D interaction En Fonction De La Nuance D acier De Construction 1
43. S275 S355 S460 1 4338 019 4677 614 5355 238 6241 627 1 5 4272 968 4604 964 5266 499 6130 012 2 4205 92 4529 795 5173 957 6012 385 2 5 4134 901 4449 733 5074 293 5883 843 3 4057 729 4362 129 4963 731 5738 688 3 5 3971 896 4263 919 4837 848 5570 183 4 3874 506 4151 558 4691 559 5370 736 4 5 3762 334 4021 15 4519 499 5133 087 5 3632 121 3868 949 4317 211 4853 109 6 3309 209 3491 996 3821 719 4187 306 7 2914 129 3040 755 3258 651 3486 288 8 2498 585 2582 447 2723 327 2867 241 Tableau 5 12 valeurs de calcul de l effort normal plastique en fonction de la nuance d acier de construction 7000 Nplrd f S acier 6000 5000 4000 NpIrd KN 3000 2000 1000 Figure 5 10 l effet de la nuance d acier de construction 235 8 275 amp 355 gt 460 Le calcul a t fait pour des poteaux de section tubulaire rectangulaire de 350X250 mm2 et d paisseur 8mm La variation dans cette courbe est en fonction de la nuance d acier utilis e cette 80 CHAPITRE 5 CALCUL DES POTEAUX MIXTES TUBULAIRES REMPLIS DE BETON SOUS COMPRESSION ET FLEXION COMPRESSION COMBINEES variation est directement proportionnelle la limite lastique on remarque que les valeurs de la r sistance se rapprochent en augmentant la longueur de flambement du poteau ceci est due la diminution de la r sistance de la section mi
44. Tableau 5 2 Classes De R sistance Du B ton 63 Tableau 5 3 Valeurs Nominales De Limite Elastique fy et de fa Pour L acier De Constructions 5 nav EEA ENT EA EAE NAA sn eee ns 64 Tableau 5 5 Caract ristiques M caniques Et G om triques Des Poteaux 68 Tableau 5 6 Caract ristiques G om triques Et M caniques Des Sections Droites Des Poteaux Test s Par Khandakar M Et Anwar H Et Calcul s 68 Tableau 5 7 Caract ristiques M caniques Et G om triques Des Poteaux 70 Tableau 5 8 Caract ristiques G om triques Et M caniques Des Sections Des Sp cimens De Poteaux Test s Par Dalin L Et Calcul s 70 Tableau 5 9 Caract ristiques M caniques Et G om triques Des Poteaux 72 Tableau 5 10 Comparaison Des R sultats Des Travaux De Zhong T Lin Hai H Zhi Bin W Et Celles Calcul s Par AS 4100 Et L EC4 ccc cece ccc cece eee e ee eeee 72 Tableau 5 11 Caract ristiques M caniques Et G om triques Des Poteaux 13 Tableau 5 12 Comparaison Des R sultats Des Travaux De M Mouli Et H Khelafi Et Celles Calcul s Par Le BS Et DA D E EEEE E cece eeeeeeeeeeeeeeneeueneuueuss 73 Tableau 5 9 Valeurs De Calcul De L effort Normal Critique 75 Tableau 5 10 Valeurs De Calcul De L effort Normal Plastique En Fonction Des
45. auront une r sistance au cisaillement plus lev e une plus haute r sistance au glissement entre le tube en acier et le noyau de b ton aussi bien que des r sistance plus lev es au feu si les raidisseurs sont soud s int rieurement 6 39 CHAPITRE 3 ETUDE BIBLIOGRAFIQUE Les travaux de Muhammad N B FAN J et NIE J 9 ont pr sent s une tude exp rimentale sur le comportement a la rupture des poteaux mixtes tubulaires remplis de b ton axialement charg s en compression plusieurs sections transversales ont t examin s pour tudier la capacit portante de charge des poteaux non seulement remplis de b ton mais arm s de barres m talliques superpos es crois es comme l indique la figure 3 5 Barres rigides 150 150 150 150 150 lt a a Figure 3 5 d tail des poteaux mixtes de section barres crois es En 2004 TENG a r cemment propos la nouvelle pi ce FRP de charpente tubulaire hybride en double peau acier b ton 11 Le nouveau membre hybride se compose d un tube en acier l ext rieur d un tube de FRP l int rieur et du b ton l interm diaire le sch ma 1 Le vide int rieur peut tre rempli de b ton si d sir Le tube de FRP est quip de fibres qui sont principalement orient es dans la direction circulaire pour fournir le confinement au b ton Le nouvel membre hybride est une tentative de combiner les avantages de chacun des trois mat riaux constitutifs et ceux de la form
46. b ton ne d passe pas 0 5 et que le plus grand moment fl chissant de calcul admis Myax sa calcul au premier ordre ne d passe pas 0 1 Nsad o d repr sente le diam tre ext rieur de la poteau et Nsa l effort de compression sollicitant de calcul La r sistance plastique de calcul la compression d un poteau mixte fait d une section creuse circulaire remplie de b ton peut tre calcul e par la relation suivante CHAPITRE CALCUL DES POTEAUX MIXTES SELON L EC4 N pira AMa e 4 4 fa hen Eh fa L 2 3 Y Ma Ye d Sek Ys O t repr sente l paisseur de la paroi du tube en acier Les coefficients Na et Ne sont d finis ci apr s pour 0 lt e lt d 10 o e d signe l excentricit de l effort axial de compression d fini par le rapport Minax sa Nsa ne nf 105 24 Nne neo 1 10 2 5 Pour e gt d 10 on doit adopter Na 0 et Ne 1 0 Dans les relations 4 et 5 ci dessus les facteurs Nao et Nco sont les valeurs de Na et Ne pour une excentricit e nulle Ils sont donn s en fonction de l lancement r duit selon Nao 0 25 3 22 2 6 Neo 49 185X 17 2 7 La pr sence de moments sollicitant de calcul Msa a pour effet de r duire la contrainte de compression moyenne la ruine dans le poteau et donc l effet favorable du frettage sur la r sistance du poteau Les bornes impos es Na et Ne d une part et sur Nao et Nco d autre part traduisent les influences respectives de l
47. consacr une tude bibliographique sur le comportement des poteaux mixtes Dans le Chapitre 4 le comportement m canique du b ton et de l acier est discut reli leur fonction dans un poteau de section creuse remplie de b ton De plus le transfert d effort de cisaillement des m canismes l interface entre le b ton et l acier est pr sent Les principaux facteurs comme l effet de confinement les modes de rupture et les effets de l lancement sont aussi trait s En chapitre 5 une description de l outil de calcul utilis y est aussi effectu e ainsi que les limitations et les hypoth ses de calcul les courbes obtenus par le calcul ont t bien discut es Finalement le m moire se termine par les conclusions et recommandations concernant la port e de ce travail CHAPITRE1 INTRODUCTION A LA CONSTRUCTION MIXTE DES BATIMENTS INTRODUCTION A LA CONSTRUCTION MIXTE DES BATIMENT 1 1 GENERALITES L association de l acier et du b ton est la combinaison de mat riaux de construction la plus fr quemment rencontr e tant dans les b timents que dans les ponts Bien que de nature franchement diff rente ces deux mat riaux sont compl mentaires e Le b ton r siste en compression et l acier en traction e Les l ments m talliques sont relativement lanc s et sujets au voilement le b ton peut emp cher le voilement e Le b ton assure l acier une protection contre la corrosion et une isolation thermique
48. de fy N mm fa N mm f N mm fa N mm l acier S235 235 360 215 340 S275 275 430 255 460 S355 355 510 335 490 t repr sente l paisseur nominale de l l ment 5 4 Programme de calcul Pour le calcul de la r sistance des poteaux mixtes de sections creuses remplies de b ton figure5 1 on a d velopp un programme de calcul l aide du logiciel de programmation FORTRAN 90 qui nous a permis d ex cuter des op rations de proc dure tr s compliqu d une fa on tr s pr cise Nsd t f i T gt d L Ly L h Figure 5 1 Sections creuses carr es et rectangulaires remplies de b ton 64 CHAPITRE 5 CALCUL DES POTEAUX MIXTES TUBULAIRES REMPLIS DE BETON SOUS COMPRESSION ET FLEXION COMPRESSION COMBINEES Les caract ristiques des sp cimens tudi s sont pr sent es dans le tableau suivant Pour tout les poteaux test s exp rimentalement on a pris comme longueur de flambement la longueur libre du poteau le poteau est suppos encastr des deux extr mit s Le programme complet est repr sent dans l organigramme suivant Calcul des sections droites des inerties et des modules de r sistance plastique V rification au voilement local Ecrit il y a un risque de voilement Si d t lt 52 Calcul de Np ra et 5 Aa fy la IN pra Continue 65 CHAPITRE 5 CALCUL DES POTEAUX MIXTES TUBULAIRES REMPLIS DE BETON SOUS
49. de haute r sistance avec un rapport longueur diam tre gale 3 5 pour leurs travaux les r sultats exp rimentaux ont montr s que le confinement du b ton appliqu par le tube en acier peut am lior la r sistance m canique la compression des poteaux mixtes Les r sultats de Zhong T Lin Hai H et Zhi Bin W 6 ont montr que les poteaux mixtes tubulaires remplis de b ton se comportent tr s bien compar s aux poteaux m talliques en terme de voilement local des parois de la section droite La recherche a t principalement concentr e sur les poteaux carr de section creuse des sections rectangulaires ont t galement examin es des raidisseurs longitudinaux ont t soud s de chaque cot des poteaux carr es alors que seulement sur les cotes les plus longues pour les poteaux de section rectangulaire les param tres exp rimentaux principaux consid r s sont le rapport D tet la rigidit des raidisseurs Pour comparaison on a examin galement des tubes vides avec et sans raidisseurs Des codes de calcul et des models th oriques ont t utilis s pour pr voir la r sistance les contraintes axiales et la portance des poteaux tudi s les r sultats ont t raisonnables et adaptables pour tout les codes de calcul utilis s 31 CHAPITRE 3 ETUDE BIBLIOGRAFIQUE 3 7 Mat riaux utilis s 3 7 1 Tube en acier La totalit des sections classiques des poteaux tubulaires remplis de b ton sont produites d
50. des abaques Le programme de calcul num rique de la r sistance des poteaux mixtes remplis de b ton nous a permis de mettre a la disposition de l ing nieur les abaques calculant la r sistance de n importe quel poteau de longueur variant de 1a 8m de n importe quels caract ristiques g om triques et m caniques ainsi que l interaction moment effort normal dans n importe quel point de la section transversale du poteau Les abaques N 1 N 2 et N 3 112 CHAPITRE 5 CALCUL DES POTEAUX MIXTES TUBULAIRES REMPLIS DE BETON SOUS COMPRESSION ET FLEXION COMPRESSION COMBINEES Variation de l effort normal critique en fonction des dimensions de la section droite 2000000 1800006 4 1600006 2 1400006 3 1200006 g 1000006 4 zZ 800000 5 600004 7 400004 8 9 200004 LE 0 Si T T 0 1000 2000 3000 4000 5000 6000 7000 8000 9000 Longueurs de flambementL mm ABAQUE N 1 113 CHAPITRE 5 CALCUL DES POTEAUX MIXTES TUBULAIRES REMPLIS DE BETON SOUS COMPRESSION ET FLEXION COMPRESSION COMBINEES D tails des courbes dans la zone ou les r sultats se rapprochent Variation de Ncr en fonction d une section droite carr e 200000 180000 160000 140000 120000 100000 Ncr KN 80000 60000 40000 20000 0 r 0 1000 2000 3000 4000 5000 6000 7000 8000 9000 L mm
51. dimensions lat rales la longueur mais plut t leurs modes de rupture La r sistance de charge d une colonne remplie de b ton courte est r gie par la r sistance de la section qui est la capacit de la section transversale de r sister aux charges axiales appliqu es et aux moments et est bas s purement sur la force mat rielle de la section La r sistance de charge d une colonne remplie de b ton TFC mince est r gie par ce qui se nomme r sistance l mentaire refl tant le fait que la r sistance de charge d pend non seulement du propri t s mat rielles mais galement des propri t s g om triques du membre entier Si la r sistance de charge est sensiblement r duite par les moments du second ordre provoqu s par des d formations de poteau la colonne est classifi e comme mince autrement elle est classifi e en tant que courte Les discussions au sujet du comportement des colonnes TFC dans les sections suivantes et l information plus d taill e peuvent tre trouv es dans la suite 4 2 Comportement m canique des mat riaux La section mixte est l assemblage de deux mat riaux diff rents de comportement c est ce que nous allons voir en d tails ci dessous 4 2 1 Comportement de l acier La ruine d un poteau d acier peut survenir selon trois types de m canisme de rupture Ces trois m canismes sont le flambement du poteau le voilement des sections minces et la plastification totale de la section Le
52. du tube en acier La conception de l enveloppe en acier en utilisant une analyse raisonnable pour le voilement local m nerait l conomie consid rable sur le co t mat riel Un tube en acier rempli de b ton a une capacit de voilement local d environ 50 davantage que celle pour un tube en m tallique depuis le tube en acier est retenu contre le voilement l int rieur par le b ton de remplissage 3 L effet du voilement local sur la r sistance la compression axiale des tubes m talliques circulaires est une fonction du rapport diam tre paisseur D t et est rendu compte dans un certain nombre de normes de conception par l utilisation d un diam tre efficace ou d un air efficace L effort de voilement local tait gal l effort de fl chissement pour les poteaux qui ont voil s de mani re in lastique La contrainte due au voilement local a t d termin e comme le point auquel un changement de pente significatif se produit ala moyenne de la courbe contrainte d formation 4 2 2 Comportement du b ton La pr sence du b ton entre les ailes des poteaux ou a l int rieure de la section en acier donne lieu un comportement complexe entre l acier et le b ton 48 CHAPITRE 4 ANALYSE DU COMPORTEMENT MECANIQUE DES POTEAUX TUBULAIRES REMPLIS DE BETON En effet la pr sence de l acier tend a confiner le b ton en l emp chant de se dilater transversalement lors de l application du chargement Par contre ce m m
53. entre le noyau b ton et le tube en acier 4 2 3 1 M canismes de transfert de charge Dans le type de structures tudi es par Johanson 22 les tubes en acier remplis de b ton il est de grand int r t pratique et conomique de ne pas avoir tous connecteurs m caniques de cisaillement dans l interface entre le noyau b ton et le tube en acier Par cons quent la charge doit tre transf r e dans certaine mani re directement au dessus des surfaces du noyau b ton et du tube en acier Une demande tait toujours la plus grande dans les r gions de la discontinuit g om trique comme des raccordements et des appuis de base Moins de contraintes d adh rence ont t exig dans les raccordements l o les l ments p n trent le noyau b ton que dans un raccordement fix juste l acier Kennedy 1984 22 a identifi la fa on dont la charge a t transf r e entre le noyau b ton et le tube en acier se composant de quatre m canismes diff rents Ils ont t ensemble r f r s comme m canisme de transfert de charge et ont t d finis comme suit Adh rence due aux r actions et ou aux forces chimiques d aspiration le long de l interface r sultant de l action capillaire pendant le processus d hydrations Micro interlocking entre le b ton et l acier dus aux irr gularit s ext rieures du tube en acier Frottements entre le noyau b ton et le tube en acier dus aux forces normales Effets de liaison ou de courbure q
54. flambement est qualifi d in lastique lorsque le poteau subit une plastification avant d atteindre sa charge ultime Ceci se produit lorsque la contrainte critique de flambement est inf rieure la Limite lastique de L acier mais sup rieure la Limite lastique de l acier moins l amplitude des contraintes r siduelles de compression En pratique selon l lancement du poteau la charge critique th orique ne peut pas tre atteinte cause de la pr sence des d fauts de rectitude et des contraintes r siduelles Une pi ce parfaitement droite soumise un chargement ne subit aucune d formation transversale avant le point de bifurcation ou la charge ultime est atteinte Au del de ce point la pi ce subit soudainement de grandes d formations transversales qui entra nent sa rupture La pr sence de d fauts de rectitude modifie ce comportement en initiant la d formation transversale L augmentation de la d form transversale au milieu du poteau cause un moment qui augmente les contraintes d la charge axiale et entra ne ainsi une rupture pr matur e Les sections soumises des contraintes r siduelles de compression se plastifient une contrainte de chargement inf rieure la limite lastique de l acier Cette plastification h tive am ne une diminution de rigidit flexionnelle de la section et par ce fait une diminution de la charge critique La zone de flambement lastique est ainsi diminu e par la pr sence des con
55. gain de temps et de co t appr ciable lors du montage De plus cette section d acier enveloppe permet au b ton d atteindre des r sistances plus lev es Dans le cas de tubes circulaires remplis de b ton l acier en confinant le b ton assure un r le de frettage qui provoque une augmentation de la charge portante globale l influence du fluage et du retrait du b ton peuvent alors tre g n ralement n glig es ce qui n est pas le cas pour les profils enrob s de b ton L enrobage complet d une section en acier permet g n ralement de satisfaire aux exigences relatives la plus haute classe de protection contre l incendie sans exiger de mesures compl mentaires Pour les sections partiellement enrob es aussi bien que pour les sections creuses remplies de b ton les prescriptions en mati re d incendie n cessitent un renforcement suppl mentaire Les sections partiellement enrob es pr sentent l avantage de servir de coffrage lorsqu elles sont plac es horizontalement le remplissage par le b ton se fait videmment en deux tapes le profil tant retourn 24 heures apr s le premier b tonnage Pour viter toute d solidarisation du b ton il est parfois n cessaire d utiliser des goujons connecteurs ou des armatures reli es directement ou indirectement au profil m tallique Un autre avantage important des sections partiellement enrob es est le fait qu apr s b tonnage des faces d acier restent apparent
56. la flexion 1 3 1 Les poutres mixtes Les poutres mixtes acier b ton sont des l ments porteurs fl chis compos s d une poutre m tallique et d une dalle de b ton elles peuvent tre 1 Des profil s m talliques plus des dalles coul es sur le coffrage 2 Des profil s m talliques plus des dalles partiellement pr fabriqu es 3 Des profil s m talliques plus des dalles compl tement pr fabriqu es Il s agit en g n ral d un profil en acier connect une dalle de b ton Cette dalle peut tre coul e sur un coffrage non permanent ou sur un coffrage permanent comme par exemple une t le profil e en acier ou une s rie de pr dalles 1 3 2 Les dalles mixtes Diff rentes dalles mixtes peuvent tre utilis es en combinaison avec une poutre en acier Il s agit e soit d une dalle coul e in situ sur un platelage e soit d une dalle compos e d l ments pr fabriqu s en b ton pr dalles ou hourdis et de b ton coul sur chantier La hauteur totale des dalles mixtes varie en g n ral de 120 180mm elle est fonction notamment de la r sistance au feu exig e La hauteur classique des nervures de la t le est entre 40 et 85mm Les entraxes varient de 150 300mm L paisseur de la t le utilis e varie entre 0 75 et 2mm 1 3 3 Les poteaux mixtes Ce sont des l ments porteurs verticaux compos s essentiellement d un profil m tallique et du b ton arm ou non Le b ton ajout au profil permet de di
57. les poteaux lanc s 5 7 1 3 Influence de la quantit d armature longitudinale Le poteau mixte peut tre rempli de b ton seul comme il peut tre rempli de b ton et des armatures longitudinales pour des raisons de s curit l incendie Pour la d termination de l influence des armatures sur la r sistance des poteaux mixtes on a fait un calcul num rique d une section mixte une fois avec armatures et une autre fois sans armatures Le tableau 5 11 r sume les r sultats obtenus Npird KN L m As 0 As 0 1 4474 754 4677 614 1 5 4405 942 4604 964 2 4334 822 4529 795 2 5 4259 195 4449 733 3 4176 608 4362 129 3 5 4084 233 4263 919 4 3978 797 4151 558 4 5 3856 689 4021 15 5 3714 38 3868 949 6 3361 688 3491 996 7 2936 672 3040 755 8 2500 652 2582 447 Tableau 5 11 valeurs de calcul de l effort normal plastique en fonction de la quantit des armatures longitudinales 78 CHAPITRE 5 CALCUL DES POTEAUX MIXTES TUBULAIRES REMPLIS DE BETON SOUS COMPRESSION ET FLEXION COMPRESSION COMBINEES NpIrd f As 5000 4500 4000 3500 3000 2500 2000 Npird KN N 0 1 2 3 4 5 6 7 8 9 L m Figure 5 9 l effet des armatures longitudinales La figure 5 9 illustre la r sistance du poteau mixte une fois en pr sence des armatures et l autre fois en absence de ces derni res
58. m me circulaire On a pu galement tracer des abaques a base de courbes d interaction moment effort normal 5 9 1 Mode d emploi des abaques L emploi des abaques de calcul de la r sistance des poteaux tubulaires remplis de b ton est avantageux a cause de la facilit et la rapidit qu il offre au utilisateur nous allons voir le mode d emploi des abaques calculant Exemple d termination de la r sistance d un poteau mixte sollicit en compression axiale La figure 5 34 pr sente le mode d utilisation d un abaque calculant la r sistance d un poteau carr sans armature de section 320x320 d paisseur 17 5mm et de 4m de hauteur Sur l abaque N 2 on trace une droite perpendiculaire l axe des abscisses longueur de flambement jusqu la courbe N 5 ensuite en fait une projection du point d intersection entre la droite que nous avons trac et la courbe N 5 sur l axe des ordonn es effort normal r sistant et on lit directement la r sistance du poteau Nplrd 111 CHAPITRE 5 CALCUL DES POTEAUX MIXTES TUBULAIRES REMPLIS DE BETON Effort normal resistant KN 12000 SOUS COMPRESSION ET FLEXION COMPRESSION COMBINEES Abaque Section carr e 10000 8000 Npird 6000 oo 4000 2000 0 1000 2000 3000 4000 5000 6000 7000 8000 9000 Longueur de flambement L mm Figure 5 34 Mode d emploi
59. normal r sistant KN 2000 0 1000 2000 3000 4000 5000 6000 7000 8000 9000 Longueur de flambement L mm ABAQUE N 2 122 ANNEXE A ABAQUES DE CALCUL Classe de b ton C40 50 fx 40MP a Courbe Section Ecm 35000MPa 1 400 400 20 Nuance d acier 275 2 380 380 20 fy 275 MPa 3 360 360 20 Ea 210000 MPa 4 340 340 17 5 L 3000 mm 5 320 320 17 5 6 300 300 17 5 lt 7 280 280 14 2 8 260 260 14 2 9 240 240 14 2 10 220 220 14 2 Effort normal KN Abaque courbes d interaction M N 10000 9000 8000 7000 6000 5000 4000 3000 2000 1000 0 200 400 600 800 1000 Moment KNm ABAQUE N 3 1200 1400 123 ANNEXE A ABAQUES DE CALCUL Classe de b ton C40 50 Courb FREN fx 40MPa ourbe ectio Ecm 35000MPa 1 400 400 20 aci 2 380 380 20 Nuance d acier S275 3 360 360 20 J 275 MPa 4 340 340 17 5 Ea 210000 MPa L 6000 mm 5 320 320 17 5 6 300 300 17 5 7 280 280 14 2 b Abaque cc d interaction M N 6000 5000 4000 3000 Effort normal KN 2000 1000 0 200 400 600 800 1000 1200 1400 Moment KNm ABAQUE N 4 124 ANNEXE A ABAQUES DE CALCUL Dimenssions de la section Courbe Classe de r sistance d 280mm du b ton t 14 2mm 1 C20 25 Nuance d acier S235 2 C25 30 fy 275MPa 3 C30 37 Ea 2100
60. r pour prendre la forme du tube en acier d form qui illustre l action compos e de la section 9 Les r sultats des travaux de S Ramana G P Devadas M ont montr un autre mode de rupture des poteaux mixtes remplis de b ton qui refl te l influence de l lancement des poteaux Pour des sp cimens de poteaux lanc s remplis de b ton ils ont tous rompus mi hauteur en raison de l crasement et de l acier de b ton rapportant dans la zone de compression Les colonnes tubulaires en acier remplies de b ton pas montr aucuns des signes du voilement 33 CHAPITRE 3 ETUDE BIBLIOGRAFIQUE local de la coquille et des colonnes pouvaient pour soutenir plus de charge avant la d faillance due une flexion globale Les Figures 3 1 et 3 2 illustrent le mode de rupture typique des colonnes remplies de b ton Le voilement local du tube en acier a pu seulement tre observ pour la colonne vide de r f rence sous compression mi hauteur du poteau Compar s aux poteaux courts les poteaux lanc s atteint la rupture sous l effet du flambement 10 alors que les poteaux mixtes courts entrent en phase plastique par le voilement local du tube en acier 12 et l crasement du b ton qui aura lieu apr s la phase lastique Le mode de rupture de presque tous les poteaux aux extr mit s est un mode de rupture concasseur typique o la paroi en acier sera limin e par le noyau du b ton qui alternativement sera confin
61. rectangulaire remplis de b ton de haute r sistance soumis au chargement concentrique 8 Des r sultats d essais sur les poteaux mixtes enrob s de b ton 25 ont montr s que PACI tait plus pr cis que l AISC en pr voyant les capacit s portantes des poteaux et leurs modes de rupture 3 11 Sections mixtes En raison du d veloppement dans le domaine de la construction mixte plusieurs recherches dont le but est d am liorer le comportement des poteaux mixtes sous diff rents cas de chargement on a cr s des sections dont les propri t s sont diff rentes de celles des sections classiques connues circulaire carr rectangulaire et section en I ou en H L utilisation des poteaux tubulaires en acier remplies de b ton est devenue de plus en plus populaire en structures de g nie civil En Chine on signale que plus de trente b timents lev s et deux cents ponts de vo te ont t construit gr ce leurs haute r sistance et ductilit aussi bien que la grande capacit d absorption nergie Le perfectionnement des poteaux dans les propri t s structurales peut tre atteintes parce que le tube en acier fournit le confinement pour le b ton et le noyau du b ton peut emp cher le voilement centrip te du tube Cependant beaucoup d tudes ont prouv que la performance d une section remplie de b ton ou le tube en acier soit carr ou rectangulaire n est pas aussi bon que ses contre parties circulaires Avec le d
62. s intentionnelles et involontaires de charge et par l auto rectitude de la colonne construite En structures encadr es des moments d extr mit s sont transf r s aux poteaux des poutres et des syst mes adjacents de plancher Tandis que la r sistance de charge d un poteau court peut tre assumer pour quelle puisse tre r gie par la force de sa section transversale la r sistance de charge d un poteaux 28 CHAPITRE 3 ETUDE BIBLIOGRAFIQUE lanc mince d pend galement de sa longueur et de sa rigidit la flexion Ainsi elle est non seulement propri t s mat rielles non lin aires qui doivent tre prises en consid ration mais galement les effets g om triques non lin aire Un effet g om trique non lin aire typique est l effet de l lancement qui cause des excentricit s de charge suppl mentaires produites par la d formation qui se produit pendant le chargement 17 3 4 2 Poteaux mixtes enrob s de b ton Deux s ries d essais ont t faites par Y WANG 1 sur les colonnes mixtes minces huit essais sur les colonnes en acier creuses de section rectangulaires remplies de b ton et sept essais sur colonnes en acier enrob s de b ton toutes les deux avec des excentricit s produisant des moments autres que les moment de flexion simple Dans tous les essais la r sistance du b ton tait de cat gorie C25 30 et la nuance de l acier de cat gorie 275 Les objectifs principaux de ces essais taient doubl
63. sistance Le tableau 5 8 r sume les caract ristiques des sections test es Tableau 5 9 Caract ristiques m caniques et g om triques des poteaux Tableau 5 10 comparaison des r sultats des travaux de Zhong T Lin Hai H Zhi Bin W et celles calcul s par AS 4100 et PEC4 Bed is Ea eer ie KN KN KN Nexp Nas N Ec4 EC4 poti 3230 3409 3587 2 0 9475 o9 0 9503 Les r sultats exp rimentaux ont t compar s par les auteurs avec les r sultats de calcul avec le code Australien AS4100 Ces r sultats nous les avons compar nos r sultats rapport celles des codes de calcul la figure 5 5 illustre clairement la sup riorit des valeurs exp rimentales par celles des codes de calcul 72 CHAPITRE 5 CALCUL DES POTEAUX MIXTES TUBULAIRES REMPLIS DE BETON SOUS COMPRESSION ET FLEXION COMPRESSION COMBINEES Figure 5 5 Comparaison avec le code AS4100 4000 3500 3000 2500 a N ew KN N as 4100 KN N ec4 KN 2000 valeurs de N KN 1500 1000 500 pot1 pot 2 Specimens test s et calcul s 5 6 2 Comparaison avec les essais de M Mouli et H Khelafi 7 M Mouli et H Khelafi ont fait l tude sur des poteaux courts de section rectangulaire remplies de b ton l ger les caract ristiques des sections sont d finis dans le tableau suivant Tableau 5 11 Caract ristiques m caniques et g om triques des poteaux po
64. veloppement de l acier de haute r sistance 6 il est devenu extr mement attrayant d employer des tubes parois minces quand le voilement local est limin dans une conception de poteaux En cons quence des mesures de raidissement ad quates pour les tubes 38 CHAPITRE 3 ETUDE BIBLIOGRAFIQUE remplis de b ton carr s ou rectangulaires sont fortement souhaitables quand les tubes parois minces sont employ s figure 3 4 Raidisseur ext rieur Raidisseur int rieur R if aL b D t gt bs D l a poteaux mixtes avec 1 raidisseur de chaque cot 6 Stiffeners b mr b poteaux mixte avec 2 raidisseurs de chaque cot 14 Figure 3 4 types de poteaux mixtes avec raidisseurs longitudinaux Le nombres de raidisseurs est un param tres tr s important qui influes sur le comportement du poteaux mixtes ainsi que la forme de section carr e ou rectangulaire le type de soudure des plats de profil et le type de raidisseurs soud s int rieurement ou ext rieurement Dans le pass les effets des raidisseurs longitudinaux sur le comportement de des poteaux mixtes remplis de b ton ont t exp rimentalement tudi s Les r sultats d essai pr liminaires ont d montr l efficacit des raidisseurs dans retardement du voilement locale du tube Compar aux poteaux mixtes remplis de b ton traditionnels on pr voit galement que les poteaux mixtes remplis de b ton avec raidisseurs
65. 00MPa 4 C35 45 Acier d armature 5 C40 50 fsk 400MPa 6 C45 50 As 46 16 7 C50 60 Abaque de calcul de la r sistance des profils creux carr s R sistance plastique KN 2 J 4 l 4 Longueur de flambement m ABAQUE N 5 125 ANNEXE A ABAQUES DE CALCUL Courbe Classe de r sistance Dimension de la section du b ton d 360 mm 1 C20 25 t 14 2 mm 2 C25 30 Nuance d acier S275 3 C30 37 fy 355MPa 4 C35 45 Ea 210000MPa 5 C40 50 Longueur de flambement 6 C45 50 L 6m 7 C50 60 Acier d armature fsk 400MPa As 8 6 12 Effort normal KN Abaque d interaction M N d un profil creus carr 200 00 00 00 1000 1200 Moment fl chisant KNm ABAQUE N 6 126 ANNEXE A ABAQUES DE CALCUL Classe de b ton C40 50 Scx 40MPa Courbe Section Ecm 35000MPa 400 200 12 5 Nuance d acier S275 380 190 10 fy 275 MPa 360 180 10 Ea 210000 MPa 340 170 10 320 160 10 300 150 10 280 140 7 1 260 130 7 1 240 120 7 1 220 110 7 1 Sw I S Ur BR D pi Abaque Section R ctangulaire 6000 5000 4000 3000 2000 10 Charge axiale de flambement KN 1000 0 1000 2000 3000 4000 5000 6000 7000 8000 9000 Longueur de flambement mm ABAQUE N 7 127 ANNEXE A ABAQUES DE C
66. 01 Tableau 5 29 Valeurs De Calcul Des Points De La Courbe D interaction En Fonction De La Quantit D armature Et De La Nuance D acier De Construction 102 Tableau 5 30 Valeurs De Calcul Des Points De La Courbe D interaction En Fonction De La Longueur De Flambement Du Poteau 104 Tableau 5 31 Valeurs De Calcul Des Points De La Courbe D interaction 105 Tableau 5 32 Valeurs de calcul des points de la courbe d interaction en fonction de la longueur d un poteau CIRC TAINS Say rss ee esc AR we Sey oe een ee ewe 106 Tableau 5 33 Valeurs De Calcul Des Points De La Courbe D interaction En Fonction De La Quantit As Un Poteau Circulaire 107 Tableau 5 34 Valeurs De Calcul Des R sistance De Diff rents Types De Poteau 108 Tableau 5 35 Valeurs De Calcul Des R sistance De Diff rents Types De Poteau 109 R f rences bibliographiques 1 Y C Wang Tests on slender composite columns Journal of Constructional Steel Research 49 1999 25 41 2 Ever J Barbero Prediction of buckling mode interaction in composite columns ACI Journal December 10 1999 3 N E Shanmugan B Lakshmi State of art report on steel concrete composite columns Journal of Constructional Steel Research 57 2001 1041 1080 4 Lin Hai Han You Fu Yang Cyclic performance of concrete filled steel CHS columns under flex
67. 107616 2317509 5416867 1773789 4 3144893 1774343 4147289 1358058 45 2484854 140195 327687 10730 33 5 2012732 11355 79 2664265 8691 568 6 139773 7885 967 1843239 6035 811 7 1026904 5793 772 1354217 4434 474 8 7862233 4435 857 1036822 3395 144 Tableau 5 9 valeurs de calcul de l effort normal critique 75 CHAPITRE 5 CALCUL DES POTEAUX MIXTES TUBULAIRES REMPLIS DE BETON SOUS COMPRESSION ET FLEXION COMPRESSION COMBINEES Ncr f L 700000 600000 500000 e Ncry 250 350 s Nerz 250 350 Ner 350 350 400000 300000 Ner 250 250 200000 100000 L m Figure 5 7 l effort normal critique Les courbes de la figure 5 7 repr sentent la variation de la charge lastique critique des poteaux mixtes de section de dimensions 250X250X8 250x350x8 et 350x350x8 respectivement en fonction de leurs longueurs de flambement Les courbes montrent que la charge critique lastique est inversement proportionnel la longueur du poteau et directement proportionnel la rigidit flexionnelle du poteau On remarque galement une convergence des r sultats pour les poteaux lanc s qui se rapproche cela signifie que la section du poteau pourra supporter des efforts de compression trop petits compar s ceux des poteaux courts Les poteaux courts de longueur 1m et
68. 2 7 E effet DE Li excentricite 2c anette ds et ess as One Ode 97 Figure 5 23 Variation De nul et nu2 En Fonction De La Longueur Du Flambemient Des Pot aux lt lt 2 5 osha ses AN enter itd elas cde eur cave ev 98 Figure 5 24 Courbe D interaction M N D une Section Rectangulaire 99 Figure 5 25 Influence Des Armatures Sur La Courbe D interaction M N 100 Figure 5 26 Influence De La Nuance D acier De Construction 101 Figure 5 27 Influence Des Armatures Longitudinales Et De La Nuance D acier 103 Figure 5 28 Influence De La Longueur Du Poteau Mixte 104 Figure 5 29 Courbe D interaction D une Section 20 222 52 se see eds cu see ees rentes 105 Figure 5 30 Influence de la longueur du poteau 106 Figure 5 31 Influence Des Armatures Longitudinales 107 Figure 5 32 R sistance Des Diff rents Types De Poteaux 108 Figure 5 33 R sistance Des Diff rents Types De Poteaux 109 Figure 5 34 Mode D emploi Des Abaques en nee rade order 112 Liste des tableaux Tableau 2 1 Courbes De Flambement Et Imperfections 16 Tableau 5 1 Facteurs D imperfection 2235 55 255A ane veep cep ed eee ares 62
69. 360MPa 1 4732109 4677614 4655811 1 5 4658 192 4604964 4583 667 2 4581 661 4529 795 4509 038 2 5 4500 074 4449733 4429 583 3 4410 698 4362129 4342 683 3 5 4310 368 4263919 4245 313 4 4195 426 4151558 4133 975 45 4061 858 4021 15 4004 818 5 3905 846 3868 949 3854 126 6 3519 646 3491996 3480 844 7 3059 178 3040 755 3033 295 8 2594 199 2582 447 2577 677 Tableau 5 14 valeurs de calcul de l effort normal plastique en fonction de la nuance d acier des armatures 5200 4700 Z 4200 fck 500 3700 B fck 400 y fck 360 Npird KN oe N oO 2700 2200 L m Figure 5 12 l effet la nuance des aciers d armatures On a voulu d terminer l influence de la nuance des aciers d armatures pour les poteaux mixtes arm l int rieur du noyau b ton On a fait varier cette nuance des aciers pour toute la s rie des poteaux tudi s La diminution de r sistance tait tr s grande entre les deux longueurs extr mes de l ordre de 44 63 la variation de r sistance tait tr s petite de 1 15 pour les poteaux de m me longueur les trois courbes sont peu pr s superpos s La r sistance est presque la m me pour les deux limite lastique se qui n est pas le cas pour l acier de construction cela est due l aire des armatures transversale qui est tr s petit co
70. 4 547 3628 542 8 2970 411 3294 317 Tableau 5 19 valeurs de calcul de l effort normal plastique en fonction de la quantit des armatures longitudinale d un poteau circulaire Variation de la r sistance du poteau mixte en fonction de l existance des armatures 4900 4700 4500 4300 4100 3900 3700 3500 3300 3100 2900 NpIRd KN Figure 5 17 l effet de la quantit d armatures longitudinales 89 CHAPITRE 5 CALCUL DES POTEAUX MIXTES TUBULAIRES REMPLIS DE BETON SOUS COMPRESSION ET FLEXION COMPRESSION COMBINEES La figure 5 17 montre que la valeur de la r sistance du poteau de diam tre 368mm et d paisseur 6 3mm est tr s sensible la pr sence des armatures longitudinales la pr sence d armatures longitudinales donne une augmentation de r sistance qui reste toutefois la m me avec l augmentation de la longueur de flambement il faut noter que le poteau de 8m de longueur sans armatures longitudinales permet d atteindre une r sistance de 2970 41KN alors qu avec armatures longitudinales elle est de 3294 3KN Ceci peut tre expliqu par le fait que le b ton est confin non seulement par les armatures mais aussi par le tube d acier 5 7 2 3 Influence de la nuance de l acier de construction L influence de la nuance de l acier de construction sur la r sistance des poteaux mixtes est e
71. 449 733 4685 921 4921 148 3 3436 739 3670 059 3902 037 4095 138 4362 129 4589 206 4814 883 3 5 3375 669 3600 508 3823 47 4008 16 4263 919 4480 002 4694 062 4 3307 948 3522 733 3734907 3909419 4151 558 4354147 4553 846 4 5 3231 689 3434406 3633 534 3795 631 4021 15 4207 135 4389 112 5 3144 836 3333 045 3516433 3663 493 3868 949 4034878 4195 528 6 2931 665 3082 783 3226 32 3335 803 3491 996 3609 826 3720 661 7 2661 137 2768 077 2866 323 2935 398 3040 755 3112 422 3178 278 8 2350 347 2417 217 2477 343 2515203 2582 447 2622691 2659 659 Tableau 5 13 valeurs de calcul de l effort normal plastique en fonction de la classe de r sistance du b ton 81 CHAPITRE 5 CALCUL DES POTEAUX MIXTES TUBULAIRES REMPLIS DE BETON SOUS COMPRESSION ET FLEXION COMPRESSION COMBINEES Nplrd f fsk 5500 e fsk 20 T Z a fsk 2 lt 4000 a 2 a fsk 3500 or lt fsk Z 3000 y S x sk 40 SER e sk 45 0 2 4 6 8 10 te fsk 50 L m Figure 5 11 l effet de la classe de r sistance du b ton Cette figure montre l influence de la r sistance caract ristique du b ton sur la r sistance du poteau mixte de dimensions 350X250x8 la compression axiale on pris la section droite constante mais on a vari la longueur du poteau ainsi que la classe du
72. 709 M 680 Si 617 6 F500 8 M 435 5 400 395 M cal a EN exp 300 P 5 200 A 136 136 5 E 131 2 124 6 100 7 0 eee pot pot 2 pot3 pot4 pots Specimens test s et calcul s Figure 5 3 Effet de l lancement 700 600 500 400 300 200 100 Npird KN E Nplird exp Nolrd cal 31 25 48 17 31 25 48 07 43 48 41 16 43 48 41 16 31 25 42 61 Valeurs de Les figures 5 2 et 5 3 montrent globalement que les r sultats de calcul th oriques sont tr s proches de ceux exp rimentaux On aussi compar les r sultats du programme de calcul avec les r sultats exp rimentaux des travaux de Dalin Liu 8 les r sultats sont donn es dans le tableau 5 7 69 CHAPITRE 5 CALCUL DES POTEAUX MIXTES TUBULAIRES REMPLIS DE BETON SOUS COMPRESSION ET FLEXION COMPRESSION COMBINEES Tableau 5 7 Caract ristiques m caniques et g om triques des poteaux h mm 130 130 4 390 60 495 206000 387757 pot 130 130 4 390 60 495 206000 387757 pots 160 110 4 480 60 495 206000 387757 pot4 160 110 4 480 60 495 206000 387757 pots 190 100 4 570 60 495 206000 387757 pots 190 10 4 570 60 495 206000 387757 Tableau 5 8 caract ristiques g om triques et m caniques des sections des sp cimens de poteaux test s par Dalin L et calcul s N cal N exp EC4 Nexp N KN
73. 8 0 6 Valeurs de nul et nu2 0 4 0 2 0 5 Figure 5 23 Variation de nul et nu2 en fonction de la longueur du flambement des poteaux On a int r t calculer les coefficients nul et nu2 en fonction de la hauteur du poteau pour bien comprendre l effet de l excentricit de chargement appliqu et celui de l lancement du poteau ainsi que l interaction entre ces deux facteurs Les r sultats de calcul montrent que l augmentation des valeurs de nul apporte une diminution des valeurs de nu2 mais au del de 3m de hauteur les valeurs de nul et nu2 restent constantes 1 et 0 respectivement 98 CHAPITRE 5 CALCUL DES POTEAUX MIXTES TUBULAIRES REMPLIS DE BETON SOUS COMPRESSION ET FLEXION COMPRESSION COMBINEES 5 7 3 Poteau de section rectangulaire sollicit s en compression et flexion combin es Il est tr s int ressant de tracer la courbe d interaction moment effort normal car elle nous fournit d importantes informations et seules les grandeurs de r sistantes sont repr sent es 5 7 3 1 Courbes d interaction M N d un poteau rectangulaire Le tableau 5 26 regroupe les valeurs de r sistance d un poteau de section rectangulaire soumis un chargement de compression et flexion combin es Les r sistances ont t calcul es dans les deux directions suivant yy et zz Pointa 43657 0 43657 0 PoitB o 2575 o 3484
74. ALCUL Classe de b ton C30 37 fck 30MPa Courbe Section h b t Ecm 32000MPa ae Nuance d acier S275 10U 12 fy 275MPa 3 360 180 14 2 Ea 210000MPa 4 360 180 17 5 Longueur de flambement 5 360 180 20 L 4 5m 6 360 180 20 Acier d armature b 7 360 180 22 5 fsk 400MPa 8 360 180 25 As 4 6 16 9 360 180 28 Abaque d interaction M N d un profil creux rectangulaire selon l axe yy Effort normal KN Moment fl chisant KNm ABAQUE N 8 128 ANNEXE A ABAQUES DE CALCUL Classe de b ton C30 37 D fck 30MPa ourbe ection Ecm 32000MPa 5 EETA Nuance d acier S275 150 12 fy 275MPa 3 360 180 14 2 Ea 210000MPa b 4 360 180 17 5 Longueur de flambement 5 360 180 20 L 4 5m gt 6 360 180 20 Acier d armature 7 360 180 22 5 fsk 400MPa 8 360 180 25 As 4 6 16 9 360 180 28 Abaque d interaction M N d un profil creux rectangulaire selon l axe zz Effort normal KN sl 100 150 200 240 300 350 400 450 300 Moment fl chisant KNm ABAQUE N 9 129 ANNEXE A ABAQUES DE CALCUL Dimenssion de la section Courbe Classe de r sistance h 400 mm du b ton b 280 mm 1 C20 25 t 16 mm 2 C25 30 Nuance d acier S275 3 C30 37 fy 275MPa 4 C35 45 Ea 210000MPa gt 5 C40 50 Longueur de flambement 6 C45 50 L 6m 7 C50 60 Ac
75. C 20842 323 2 Point D 1042 1 361 3 Point B 0 323 2 Point A 4365 7 0 As 0 PointC 2067 4 348 4 Point D 1033 7 383 3 Point B 0 348 4 Tableau 5 27 valeurs de calcul des points de la courbe d interaction en fonction de As courbe d interaction M Nsuivant l axe fort d une section mixte 5000 4500 4000 3500 3000 interaction 2500 suivant l axe fort As 0 E interaction 2000 suivant l axe fort effort normale KN 1500 033 7 1000 500 moment KNm Figure 5 25 Influence des armatures sur la courbe d interaction M N La figure 5 25 d interaction montre la diff rence de r sistance entre un poteau mixte arm et un autre non arm pour les efforts normaux de r sistance il y a une augmentation de 100 CHAPITRE 5 CALCUL DES POTEAUX MIXTES TUBULAIRES REMPLIS DE BETON SOUS COMPRESSION ET FLEXION COMPRESSION COMBINEES l ordre de 4 33 dans le point A et de 1 pour les autres points alors que pour le moment fl chissant r sistant elle est de 7 23 et 5 73 pour les points C B et D respectivement 5 7 3 3 L effet de la nuance d acier sur l interaction M N La nuance de l acier du tube d un poteau mixte a une influence concernant sa r sistance la compression comme la flexion c est ce que montre le tableau 5 28
76. COMPRESSION ET FLEXION COMPRESSION COMBINEES Continue Oui Non Ecrit la m thode simplifi e n est pas applicable Calcul des rigidit s la Stop flexion El et EI EI E I K Enl EL Calcul de N pir Calcul des efforts normaux critiques Nery et Nerz T ED cr T2 Si 0 2 lt 6 lt 0 9 Calcul de Ay z et Mim N pl Rk A cr or Calcul de a Non Ecrit l lancement est inadmissible 66 CHAPITRE 5 CALCUL DES POTEAUX MIXTES TUBULAIRES REMPLIS DE BETON SOUS COMPRESSION ET FLEXION COMPRESSION COMBINEES Continue Calcul de et D 0 5 1 0 A 0 2 2 Calcul de xy et 1 o o2 2 J Calcul de l effort normal Npira Calcul de la r sistance de la section au flambement Si Nsa S XN pura Non Ecrit la section ne r siste pas a la compression Oui P Calcul des coordonn es Stop des points de la courbe d interaction A B C D Calcul de la r sistance du poteau sous compression et flexion combin e Oui Non Ecrit le poteau ne r siste pas a la compression flexion combin e Si M sa lt OOUGM pi ra Ecrit le poteau r siste la compression flexion combin e 67 CHAPITRE 5 CALCUL DES POTEAUX MIXTES TUBULAIRES REMPLIS DE BETON SOUS COMPRESSION ET FLEXION COMPRESSION COMBINEES 5 5 Confrontation des r sultats num riques du programme Le pr
77. Cu M max Rd a Figure 2 3 R partition des contraintes correspondant la courbe d interaction section enrob e de b ton e Point r sistance en compression seule Na N pira M 0 e Point r sistance en flexion seule Ng 0 Mpg M pira e Point r sistance en flexion identique celle associ e la situation du point B mais avec une r sultante non nulle en compression Nc N pmra Ac 0 85 fa section enrob e Ye Ac Fok section creuse remplie de b ton Te Mc M pl Rd CHAPITRE CALCUL DES POTEAUX MIXTES SELON L EC4 ee a Du f RAA te Note f doit ventuellement tre affect d un facteur 1 n re 1 s il s agit d une section ck creuse circulaire e Point moment r sistant maximum 1 1 N N hi Ac 0 85 2 section enrob e Re 22 f 2 Ye a Eee creuse remplie de b ton 2 Cc z PE ee f sees ae acs De m me fex doit ventuellement tre affect d un facteur 1 n ee Js il s agit d une ck section creuse circulaire Mp W b Wos fs Ww 08574 Yy 2 Yy pa a S c Wa Wps Wpc sont pour la configuration tudi e les modules de r sistance plastique respectivement du profil en acier de l armature et du b ton e Point situ mi distance de et C L augmentation en r sistance au point E est g n ralement faible par rapport au r sultat d une interpolation lin aire directe entre A et C Le calcul du point E peut d s lors tre
78. DES BATIMENT Lisl Gr n ralit s sn SE RE S nn ete AA en 3 1 2 Raisons D utiliser Des Structures Mixtes 42 4 2 Lo Aspects Architect ra k sis ee ne St de dues 4 12 ZENS Pets CONGAIQUES ES Se ne EEE A eee 4 1 23 Foncuonnalit 2 08 secte esse cutstels ew ha nb a a wt ein dti elite 5 1 2 4 Equipements Et Utilisation Flexible Du B timent 5 15225 Assembl gE erei agree tee e CR te OOTA nent tn head 5 1 3 El ments De Construction suisses ieueusss ee seeueussseeeeese 6 173 1 Les Poutres DSE E E SR nee de 7 t22 Ees Dalles Mixte Se sit et Line nt ie descente ee pe ieuane 7 1 3 3 Les Poteaux Mixtes 1 4 Mat riaux Utilis s Dans Un El ment Mixte eee e cece ee eeeneceeeceaes 8 1 5 Comparaison Avec D autres M thodes ER eben aa wales 8 TG CONCIUSIO NS docs cies Aa eho Re Ras ORL os Saat WEES RPGS WI ae ERE Se hbase 9 CHAPITRE 2 CALCUL DES POTEAUX MIXTES SELON L EC4 DV ATO UCHIO Niersie ste tists os Sere nate ae Maa Neko Ades Sore a stale RD Teas os th eR notre ee ie Sean eet ote 10 2 2 M thodes De Calcul 6 hhesiect aan onto te Manne eee ne eam des 11 2 2 1 Voilement Local Des El ments Structuraux En Acier 11 2 2 2 Conditions D utilisation De La M thode Simplifi e De Calcul 12 2 2 3 Poteaux Mixtes Soumis A Compression Axiale
79. ET FLEXION COMPRESSION COMBINEES 5 10 Conclusion L utilisation du programme que nous avons d velopp pour le calcul des poteaux mixtes tubulaires remplis de b ton est tr s avantageuse c est facile utiliser et permet l utilisateur de terminer les calculs en un temps r duit Ce programme nous a permis de tracer les courbes d interactions moment effort normal et la r sistance des poteaux mixtes de section tubulaire remplis de b ton sous chargement axiale ainsi que sous flexion compression combin e Les r sultats obtenus par le calcul num rique du programme ont t compar s des r sultats issus de travaux exp rimentaux L tude comparative men e entre le calcul num rique et les codes de calcul montrent une certaine similitude cependant l EC4 semble donner des valeurs sup rieures La m thode de calcul du programme et d autres codes de calcul L tude param trique a illustr l influence de certains facteurs sur la r sistance du poteau notamment celle de la nuance des armatures longitudinales qui semble ne pas tre pr pond rante Le programme de calcul num rique que nous avons d velopp nous permis d laborer des abaques de calcul facilitant l utilisateur la d termination de la r sistance des poteaux mixtes remplis de b ton de diff rents types ainsi que les points d interaction moment fl chissant effort normal de la section du poteau 117 CONCLUSION GENERALE
80. INEES 5 7 4 Poteau de section circulaire sous compression flexion combin es Dans cette partie on va d terminer les courbes d interaction moment effort normal des poteaux mixtes circulaires 5 7 4 1 Courbes d interaction M N d un poteau circulaire Le tableau 5 31 montre la variation de la r sistance des poteaux mixtes circulaires dans les points A B C et D dans les deux directions suivant yy et zz Mz KNm Nz KN My KNm Ny KN Point A 0 3823 1 0 3823 1 Point C 234 3 1958 9 242 6 1958 9 Point D 315 6 979 5 311 979 5 Point B 234 3 0 242 6 0 Tableau 5 31 valeurs de calcul des points de la courbe d interaction Interaction M N 4500 4000 0 3823 1 3500 3000 2500 y 241 6 1958 9 Npird N 2000 234 2 1958 9 1500 315 6 979 5 1000 500 234 2 0 0 50 100 150 200 250 300 350 M KN Figure 5 29 Courbe d interaction d une section circulaire La figure 5 29 repr sente la diff rence de l interaction moment fl chissant effort normal d un poteau mixte de section circulaire de diam tre 368mm et d paisseur 6 3mm en remarque que les valeurs des moments suivant l axe yy des points B et C sont sup rieurs 105 CHAPITRE 5 CALCUL DES POTEAUX MIXTES TUBULAIRES REMPLIS DE BETON SOUS COMPRESSION ET FLEXION COMPRESSION COMBINEES aux vale
81. ION COMBINEES la 2 pour les longueurs de poteau sup rieure 5m ou la diff rence diminue et les valeurs de la r sistance se rapprochent 5 7 2 7 L effet de l excentricit L effort de compression peut tre contr comme il peut tre excentr le tableau 5 24 montre l effet de l excentricit sur la r sistance du poteau en variant le rapport d lancement Lid L mm d mm La e 0 e 10mm e 25mm e10 e0 e25 eo 300 268 2731 673 0 93253387 0 83133529 600 268 2694 407 0 94599105 0 86497761 900 268 2658 797 0 95876515 0 89691322 1200 268 2624412 0 97054365 0 92635929 1500 268 2590 831 0 98099987 0 95249949 1800 268 2557 631 0 9898128 0 97453201 2100 268 2524 371 0 99668742 0 99171934 2400 268 2490 573 1 00137952 1 00344841 2700 268 2455 715 1 00371167 1 00927938 3000 268 1 1 3300 268 1 1 3600 268 1 1 Tableau 5 24 valeurs de calcul de l effort normal plastique en fonction de l excentricit et le rapport L d 96 CHAPITRE 5 CALCUL DES POTEAUX MIXTES TUBULAIRES REMPLIS DE BETON SOUS COMPRESSION ET FLEXION COMPRESSION COMBINEES Variation de la r sistance du poteau mixte en fonction de l excentricit de c
82. IXTES TUBULAIRES REMPLIS DE BETON SOUS COMPRESSION ET FLEXION COMPRESSION COMBINEES Variation de la r sistance du poteau mixte en fonction de la r sistance des aciers d armature 5000 4800 4600 4400 Fe400 _Fe500 4000 gt Fe360 4200 NpIRd KN 3800 y 3600 3400 3200 0 1 2 3 4 5 6 7 8 9 L m Figure 5 20 l effet de la nuance d acier d armature Cette figure 5 20 montre que la limite lastique des aciers des armatures influe sur la r sistance du poteau 368x6 3 exprim e par la chute des valeurs de la r sistance en fonction de la longueur de flambement avec une petite diff rence les valeurs de la r sistance du poteau pour les trois limites lastique de l acier Pour les poteaux courts et moyennement lanc s la diminution de r sistance est de l ordre de 8 21 et pour les poteaux lanc s est de l ordre de 23 77 on remarque bien clairement qu un poteau court ou moyennement lanc r siste mieux qu un poteau lanc On remarque galement que la r sistance du poteau peut tre am lior e de 1 47 5 7 2 6 Influence du nombre de barres d armature Le tableau 5 23 nous montre la variation de la r sistance du poteau en fonction du nombre de barres d armature longitudinale 94 CHAPITRE 5 CALCUL DES POTEAUX MIXTES TUBULAIRES REMPLIS DE BETON SOUS COMPRESSION ET FLEXION COMPRESSIO
83. N COMBINEES Nplrd KN L m 4fi16 6ti16 afi16 1 3164 73 3279 196 3402 904 1 5 2963 845 3075 69 3198 236 2 2811 506 2922 341 3043 6 2 5 2703 067 2813 997 2933 658 3 2654 7 2762494 2878 952 3 5 2577 102 2676968 2788 721 4 2485 305 2575 11 2681 109 4 5 2375 961 2453 317 2552 347 5 2247 132 2310 048 2400 961 6 1940 413 1974335 2047 536 7 1616 674 1630 99 1688 51 8 1330 187 1334 89 1380 505 Tableau 5 23 valeurs de calcul de l effort normal plastique en fonction de la quantit des armatures d un poteau circulaire Variation de la r sistance du poteau mixte en fonction du nombre de barres d armature 3500 3000 TZ 2500 x 268 6 4fi16 2 6fi16 y 8fi16 Z 2000 1500 1000 0 1 2 3 4 5 6 7 8 9 L m Figure 5 21 l effet de la quantit d armature longitudinale Les trois courbes sur la figure 5 21 montrent la variation de la r sistance des poteaux mixtes de section circulaire en variant la quantit des armatures longitudinales la diff rence de la r sistance en variant la quantit d armature diminue en augmentant la longueur des poteaux en remarque deux phase la 1 est compris entre 1 5m ou la diff rence est claire et 95 CHAPITRE 5 CALCUL DES POTEAUX MIXTES TUBULAIRES REMPLIS DE BETON SOUS COMPRESSION ET FLEXION COMPRESS
84. OUS FLEXION COMPRESSION COMBINEES 5 1 Introduction A A a E E a E E E tea et ou a nA 61 5 2 Hypoth ses De CAEN eus sement EEEE EEE cats E AENEON 61 5 3 Caract ristiques Des Mat riaux sun de nm cceievsens doc cevedsatavacbiegneteasacanegnes 62 SD DE ES TE DR RE PR EP EU DR D PT Rat 62 Dede 2 Aciefs ID ANTAL UNG erron e E EE E EE Mate en eee 63 5 3 3 Acier De Construction ce caza in EEan E E EE Rite es sR ees 63 5 4 Programme De Calcul erreti ceriose a n EE E retia 64 5 5 Confrontation Des R sultats Num riques Du Programme 68 DOr UE Comparative a epe Ne aae tank pas a Ea E E xe add pe mica eas S Eea ee 12 5 6 1 Comparaison Avec Les Essais De Zhong T Lin Hai H Zhi Bin W 12 5 6 2 Comparaison Avec Les Essais De M Mouli Et H Khelafi 73 S Et de PAFAM TITIQU S tse sis SR Ne Reel ths oe E a ae el eh ca a a a a ale 75 5 7 1 Poteau De Section Rectangulaire Et Carr e Sollicit En Compression Axiale 75 5 7 1 1 L effort Normal Critique 2 24 iii dink fovea ta dbase ete 75 5 7 1 2 Influence De La Section Du Poteau inerte 76 5 7 1 3 Influence De La Quantit D armature Longitudinale T8 5 7 1 4 Influence De La Nuance De L acier De Construction 79 5 7 1 5 Influence Des Classes De R sistance Du B ton ane 81 5 7 1 6 Influence De La Limite Elastique De L acier Des Armatures
85. On a fait le calcul pour la m me section du poteau 250x350x8 afin de mieux appr cier la diff rence en r sistance La quantit d armatures longitudinales a due influenc la r sistance du poteau en fonction de la longueur d une mani re pas tr s remarquable la variation tait de l ordre de 4 53 pour les poteaux de 1m de longueur et de 4 34 pour les poteaux de 4m et enfin de 3 27 pour les poteaux de 8m on remarque ici que la r sistance tend diminu e en augmentant la longueur du flambement chacune des deux courbes est divis e en deux parties la premi re partie des poteaux courts et moyennement lanc s de 1 5m et la deuxi me partie des poteaux lanc s de 5 8m de longueur dans la premi re partie la diminution de la r sistance tait d environ les 30 alors que dans la deuxi me partie elle tait de 50 ceci est signifie par l lancement des poteaux 5 7 1 4 Influence de la nuance de l acier de construction Le poteau mixte peut tre influenc par le tube en acier ce dernier est caract ris par sa limite lastique donc le poteau est influenc par la nuance d acier du tube Le tableau 5 12 regroupe les r sultats de calcul pour les diff rentes nuances existantes dans la litt rature 79 CHAPITRE 5 CALCUL DES POTEAUX MIXTES TUBULAIRES REMPLIS DE BETON SOUS COMPRESSION ET FLEXION COMPRESSION COMBINEES Nplrd KN L m S235
86. Pour des cas simples ont peut d terminer la contrainte de voilement th orique d une plaque Celle ci d pend des conditions d appui des propri t s de l acier du type de chargement ainsi que des dimensions de la plaque Le voilement est class en deux cat gories soit le voilement lastique et le voilement in lastique Le voilement est qualifi d lastique lorsque la contrainte de voilement th orique est inf rieure la limite lastique de l acier moins l amplitude des contraintes r siduelles de 46 CHAPITRE 4 ANALYSE DU COMPORTEMENT MECANIQUE DES POTEAUX TUBULAIRES REMPLIS DE BETON compression est qualifi d in lastique lorsque cette derni re est inf rieure la limite lastique de l acier mais sup rieure la limite lastique de l acier moins l amplitude des contraintes r siduelles de compression Le voilement est affi par les d fauts de rectitude et les contraintes r siduelles de la m me mani re que d crit dans la section sur le flambement La contrainte de voilement lastique d une plaque soumise un effort de compression uniforme est obtenue l aide de l quation de stabilit des plaques Salmon et Johnson 1990 T E o 4 4 12 v by t Ou Contrainte de voilement lastique k Coefficient de voilement des plaques fonction des dimensions des conditions de fronti res et du type de chargement E Module d Young du mat riau v Coefficient de Poisson du mat r
87. REPUBLIQUE ALGERIENNE DEMOCRATIQUE ET POPULAIRE Minist re de l enseignement sup rieur et de recherche scientifique UNIVERSITE MENTOURI CONSTANTINE Facult des sciences de l ing nieur D partement de g nie civil M moire de magister en g nie civil Option M canique des structures Pr par par NU BELO UNIS Radia Ing nieur en g nie civil Intitul du m moire ETUDE DELA PERFORM ANCE DES POTTAUSY MITES ACTER BETON SOUS DIFFERENTES SOLLICITATIONS Soutenue le 23 04 2008 Devant le jury de soutenance Pr sident Mr HOUARI H Professeur U M Constantine Rapporteur Mr MIMOUNEM Professeur U M Constantine Examinateurs Mr BELOUAR A Maitre de conf rence U M Constantine Mr DJEBBAR N Maitre de conf rence U M Constantine Remerciements Ce travail a t effectu au Laboratoire de M canique des Sols et des Structures L M S S du d partement de GENIE CIVIL l universit MENTOURI de CONSTANTINE Gr ce dieu aux personnes qui m ont soutenu et qui ne sont autres que mes enseignants ce travail a pu avoir le jour Comme guise de reconnaissance j adresse mes sinc res remerciements mon grand respect et ma noble gratitude mon encadreur Mr M MIMOUNE Professeur l universit Mentouri Constantine pour son aide ses encouragements et l aide pr cieuse qu il m a apport en faisant profiter largement des ses connaissances Je ne serais oublier sa constante disponibilit
88. SION ET FLEXION COMPRESSION COMBINEES L 3m L 4 5m L 6m Ny KN My KNm Ny KN My KNm Ny KN My KNm Point A 4365 7 0 4029 4 0 3508 5 0 Point C 2067 4 348 4 2067 4 348 4 2067 4 348 4 Point D 1033 7 383 3 1033 7 383 3 1033 7 383 3 Point B 0 348 4 0 348 4 0 348 4 Tableau 5 30 valeurs de calcul des points de la courbe d interaction en fonction de la 5000 longueur de flambement du poteau courbe M N en fonction de L 4500 4000 3500 3000 2500 2000 effort normal KN 1500 1000 500 50 100 150 200 250 300 moment KNm 350 Figure 5 28 Influence de la longueur du poteau mixte 400 450 1 6000mm 4500mm L 3000mm La figure 5 28 montre l influence de la longueur du flambement sur la r sistance des poteaux mixtes qui ont les m mes dimensions et les m mes caract ristiques m caniques des mat riaux On remarque que l augmentation de la longueur est inversement proportionnelle la r sistance la compression du poteau Une augmentation de 50 de la longueur du poteau fait cro tre la r sistance du poteau la compression de 7 71 en passant de 3m 4 5m et de 12 92 en passant de 4 5m 6m de longueur 104 CHAPITRE 5 CALCUL DES POTEAUX MIXTES TUBULAIRES REMPLIS DE BETON SOUS COMPRESSION ET FLEXION COMPRESSION COMB
89. a 3 406 4 6 3 Ea 210000MPa 4 368 6 3 Acier d armature 5 355 6 6 3 fsk 400MPa t 6 323 9 5 9 As 86 10 298 5 5 9 Longueur du flambement 9 273 5 6 L 4 5m A 244 5 4 219 1 5 d lt ed y z Y Abaque de calcul de la r sistance des profils creux circulaires selon l axe zz Effort normal KN Moment fl chisant KN m ABAQUE N 21 141 ANNEXE B EXEMPLE DE CALCUL EXEMPLE D APPLICATION METHODE CALCUL D UN POTEAU CREUX REMPLI DE B TON Calcul d un poteau mixte profil creux rectangulaire rempli de b ton Profile 350 x 250 x 8 f 275 N mm2 5275 Ea 210000 N mm2 B ton classe C40 50 fex 40 N mm2 Ecm 35000 N mm2 Armatures 80 10 en deux lits de 4 voir figure 1 f x 400 N mm2 Es 210000 N mm2 Coefficients partiels de s curit yma 1 1 yc 1 5 ys 1 15 Sollicitations ext rieures Nsg 3000 KN Msa y 7500 KN x cm axe fort Msaz 3000 KN x cm axe faible Calcul pour quatre longueurs de flambement L 3 4 5 et 6 m Figure 1 Poteau creux rectangulaire rempli de b ton V rification au voilement h 4375 lt 52 2 48 07 t 275 A Caract ristiques g om triques de la section Aire Armatures 810 As 628 32mm B ton Ac b 2t x h 2t As 234x334 628 32 77528 mm Acier Aa b h As Aa 250x350 628 3 1 77528 9344 mm Inertie Axe fort YY 1 667 10 mm f b h bc hc 250 350 234 334 Acier I
90. a suivante Nsa S XN p1 Rd 4 1 O la valeur dex coefficient de r duction relatif au plan de flambement consid r est donn e en fonction de l lancement et de la courbe europ enne de flambement appropri e Le coefficient de r duction au flambement est calcul suivant Ee o A J 4 2 Avec 6 051 a0 0 2 A 4 3 O x est le param tre d imperfection g n ralis e qui couvre les effets d favorables du d faut de rectitude initial et des contraintes r siduelles 4 2 1 3 Voilement des sections minces Lorsqu une section est compos e de plaques dont les dimensions sont importantes par rapport leurs paisseurs il peut survenir un voilement des plaques Le voilement est un ph nom ne local qui survient lorsque la plaque est comprim e Il est caract ris par de grandes d formations hors du plan de la plaque qui m nent a la ruine de la pi ce Dans le cas d un poteau en compression lorsqu une des plaques voile elle ne peut plus accepter de charge et les autres plaques deviennent plus sollicit es Cette redistribution des efforts am ne la rupture de la section soit par voilement successif des autres plaques ou par flambement global du poteau Les ph nom nes de flambement et de voilement ne sont donc pas toujours ind pendants Dans ce cas On peut parler d instabilit coupl e o le voilement d une plaque am ne une diminution de rigidit de la section qui est suivie du flambement du poteau
91. alytiques et des proc dures de conception pour les colonnes mixtes et des codes de conception ont t formul es Chacun de ces codes est crit au sujet de r fl chir les philosophies de conception et les pratiques en mati re de conception dans les pays respectifs Pendant les deux derni res d cennies diff rents codes du sp cifique pour la conception des colonnes tubulaires en acier remplis de b ton ont t employ es 3 10 1 Le code Am ricain du b ton arm ACI 318 89 Selon ACI 318 89 une colonne mixte est une colonne en b ton arm avec une forme ou une tuyauterie d acier de construction en plus des barres de renforcement armatures Consid rant les effets de l lancement un rayon de giration quivalent et une rigidit la flexion sont employ s avec un param tre de rapport de charge et par cons quent sans charge le rayon de giration devrait tre pris gale z ro L paisseur limite du tube en acier pour emp cher la voilement local est bas sur l atteinte de la contrainte limite lastique dans un tube en acier creux sous un effort axial monotone pour lequel n est pas une condition n cessaire pour les colonne mixtes remplies de b ton Un param tre pour l influence du fluage du b ton qui est soumis au chargement compressif est inclus 3 10 2 Le code Am ricain des structures m talliques AISC Irfd Ceci est bas sur les m mes principes que d ACI La conception est bas e sur des quations des co
92. artiellement L 170 a 0 49 enrob es de b ton flambant par flexion autour de l axe faible du profil en acier Tableau 2 1 Courbes de flambement et imperfections CHAPITRE CALCUL DES POTEAUX MIXTES SELON L EC4 Le coefficient de r duction au flambement est calcul suivant pac 2 13 6 10 Ry 7 avec 0 5 1 a A 0 2 4 2 14 O est le param tre d imperfection g n ralis e qui couvre les effets d favorables du d faut de rectitude initial et des contraintes r siduelles Dans certains cas en particulier lors du calcul de poteaux lanc s soumis a de la compression et de la flexion il peut tre pr f rable d utiliser les imperfections donn es au Tableau 2 1 pour calculer un moment de flexion de premier ordre suppl mentaire caus par l excentricit de cette charge axiale 2 2 4 Poteaux mixtes soumis compression axiale et flexion 2 2 4 1 R sistance de la section sous moment de flexion et effort normal Il est n cessaire de proc der une v rification du comportement dans chacun des plans principaux en prenant en compte l lancement la distribution des moments fl chissant et la r sistance en flexion associ s au plan de sollicitation consid r La r sistance en section du poteau mixte sous combinaison de compression et de flexion mono axiale est d finie par une courbe d interaction M N telle que celle pr sent e la Figure 2 2 Npm Ra 0 5 Nom Rd Figure 2 2 Courbe d
93. aux temp ratures lev es e L acier permet de rendre la structure ductile Le dimensionnement des structures de batiments et de ponts est domin principalement par la r alisation et le support de surfaces horizontales Dans les batiments les planchers sont g n ralement r alis s en b ton arm par des armatures en acier r sister la traction Cependant lorsque les port es augmentent il est plus conomique de supporter la dalle par exemple par des poutres plut t que d paissir le plancher Dans les structures de b timent le grillage de poutres est soutenu son tour par des poteaux Les poutres et les poteaux peuvent tre r alis es en utilisant des sections acier g n ralement des profil s lamin s en I et en H respectivement Il tait usuel de dimensionner l ossature m tallique pour reprendre seule l ensemble des charges mais depuis les ann es 50 il est devenu de plus en plus courant de connecter les dalles de b ton aux poutres les supportant l aide de moyens m caniques Ces derniers liminent ou du moins r duisent le glissement l interface acier b ton de telle fa on que la dalle et la poutre m tallique agissent ensemble comme un l ment unique commun ment appel poutre mixte Pratiquement la connexion est assur e par des goujons t te ou d autres connecteurs qui sont soud s ou fix s par pistolet l acier structurel et ceintur par le b ton Les l ments mixtes que sont les poutres
94. aux en variant l paisseur du tube d acier Nplrd KN L m 368 4 368 6 368 8 368 10 368 12 368 15 1 3916 165 4431 608 4940 759 5443 787 5940 787 6675 107 1 5 3862706 4373 996 4878 75 5377 237 5869603 6596 858 2 3808 106 4315 392 4815 843 5309848 5797615 6517 839 2 5 3751 028 4254496 4750733 5240292 5723465 6436617 3 3690 032 4189 918 4682 042 5167 177 5645726 6351 701 3 5 3623 502 4120 12 4608 254 5088 976 5562 847 6261 474 4 3549 587 4043 357 4527 661 5003 986 5473 097 6164 143 4 5 3466 193 3957 648 4438 33 4910276 5374526 6057 694 5 3371 047 3860 812 4338 114 4805 697 5264957 5939872 6 3137 165 3625 024 4096071 4554764 5003411 5660 25 7 2840 835 3324547 3787 673 4235709 467171 5306913 8 2502 579 2970411 3417 73 3849 07 4267 299 4873 938 Tableau 5 18 valeurs de calcul de l effort normal plastique en fonction de l paisseur du tube en acier 87 CHAPITRE 5 CALCUL DES POTEAUX MIXTES TUBULAIRES REMPLIS DE BETON SOUS COMPRESSION ET FLEXION COMPRESSION COMBINEES Variation de la r sistance du poteaux mixte en fonction de l epaisseur du tube en acier 7000 6500 Z 6000 5500 368 4 zZ 5000 368 6 368 8 4 ea gt 36810 S 4000 368 12 3500
95. b ton utilis pour le remplissage des tube m tallique La variation de la r sistance du poteau en fonction des classes de r sistance du b ton a pu atteindre les 4 94 entre deux classes successives et 29 79 entre la plus petite et la plus grande classe de r sistance pour les poteaux de courts de 1m de longueur alors que cette variation est de 1 39 entre deux classes successives 11 62 entre la premi re et la derni re classe pour les poteaux de 8m de longueur La diff rence de r sistance entre le poteau le plus court et celui le plus long est de 48 77 pour la classe C50 60 de 42 56 pour la classe C35 40 et de 35 52 pour la classe C20 25 Cela signifie que les b tons de r sistance lev e travaillent mieux pour les longueurs de 1 5m ensuite la r sistance diminue en se rapprochant aux b tons de r sistance moins lev e 5 7 1 6 Influence de la limite lastique de l acier des armatures Comme les aciers de construction l acier des armatures influe la r sistance des poteaux en variant ces caract ristiques m caniques et plus essentiellement sa limite lastique Le tableau 5 14 donne la r sistance des poteaux mixtes en fonction de la limite lastique des aciers des armatures longitudinales 82 CHAPITRE 5 CALCUL DES POTEAUX MIXTES TUBULAIRES REMPLIS DE BETON SOUS COMPRESSION ET FLEXION COMPRESSION COMBINEES Nplrd KN L m fck 500MPa fck 400MPa Fck
96. ce accrue due au confinement du b ton Ceci a t tr s probablement provoqu par le gradient croissant de d formation associ e avec l augmentation de la contrainte Par cons quent le b ton renforc de fibres FRC est employ comme mat riau de remplissage car il a une grand r sistance la flexion et a la traction que le b ton plat Le but de l tude faite par S Ramana G et P Devadas M 12 tait d examiner les effets de FRC sur la r sistance et le comportement des colonnes mixtes minces 3 8 Modes de rupture Pour des colonnes de grands lancements la rupture se fait en phase lasto plastique par voilement local des parois avec un crasement du b ton en appliquant des moments d extr mit s aux poteaux 1 Les poteaux mixtes courts montrent un m canisme de rupture caract ris par la plasticit de l acier et l crasement du b ton Les colonnes moyennement lanc s se comportent de mani re in lastique et se rampent par plastification partielle de l acier en crasant le b ton en compression et en fendant le b ton en traction La rigidit sur la longueur enti re du poteau change en raison de la section du b ton qui ne s est pas clat e pr s des extr mit s avec une fr quence croissante de faire fendre le centre 3 G n ralement le voilement local aura lieu apr s la phase lastique et sera suivi par l crasement du b ton Quand l acier sera enlev du sp cimen apr s la rupture le b ton sera av
97. cul de la r sistance des profils creux circulaires R sistance plastique KN 2 3 4 f 1 9 Longueur de flambement m ABAQUE N 18 138 ANNEXE A ABAQUES DE CALCUL Classe de b ton C40 50 fck 40MPa Ecm 35000MPa Nuance d acier S275 fy 275MPa Ea 210000MPa Acier d armature fsk 400MPa As 46 16 Longueur du flambement L 3m Abaque de calcul de la r sistance des profils creux circulaires Courbe Y Z ES IA U B amp D Section d t 193 7 4 5 168 3 4 159 4 152 4 4 139 7 4 133 4 127 4 114 3 3 6 108 3 6 101 6 3 6 Effort normal KN Moment fl chisant KN m ABAQUE N 19 139 ANNEXE A ABAQUES DE CALCUL Classe de b ton C30 37 fck 30MPa Courbe Section d t Ecm 32000MPa 1 457 2 7 1 Nuance d acier S275 2 419 7 1 fy 275MPa 3 406 4 6 3 Ea 210000MPa 4 368 6 3 Acier d armature 5 355 6 6 3 fsk 400MPa 6 323 9 5 9 As 80 10 d 298 5 5 9 Longueur du flambement t 9 273 5 6 L 6m 244 5 4 10 219 1 5 d lt nn y Abaque de calcul de la r sistance des profils creux circulaires Effort normal KN Moment fl chisant KN m ABAQUE N 20 140 ANNEXE A ABAQUES DE CALCUL Classe de b ton C30 37 fck 30MPa Courbe Section d t Ecm 32000MPa 1 457 2 7 1 Nuance d acier S275 2 419 7 1 fy 275MP
98. de flexion qui est in vitablement pr sent dans n importe quelle poteau r el produit la d formation lat rale de recourbement Le moment de flexion provoqu par l excentricit initiale qui existe dans le poteau non d form d sign sous le nom du moment primaire Ce moment cause la colonne se d form e qui augmente alternativement l excentricit efficace de la charge appliqu e et de ce fait le moment interne dans la section transversale critique Le moment suppl mentaire produit par la partie lat rale le d battement h mi hauteur de la colonne se nomme le moment secondaire 17 3 6 Effets de chargement et de sollicitations ext rieurs Le comportement d un poteau mixte soumis des sollicitations externes est conditionn par plusieurs facteurs citant le type du poteau son lancement sa section droite et le rapport entre la longueur du poteau et les dimensions de sa section droite Dans la conception le comportement interactif pour des poteaux de longueur interm diaire est pris en consid ration par une constante empirique La pr vision de tels constants en fonction de la g om trie les propri t s de mat riaux et les imperfections du poteau tait l objet de recherche de Ever J Barbe qui a trouv que les sections mixtes restent ainsi lin aires pour de grandes contraintes en tenant compte de l interaction entre les diff rents modes de voilement 2 en tenant compte de l lancement des poteaux 30
99. de toute limite sur les d formations du b ton D s lors les moments de flexion en ce compris les effets de second ordre peuvent tre calcul s en utilisant la raideur flexionnelle effective EJ d termin e sur base d une participation de toute laire du b ton de la section La Figure 2 4 montre clairement que les valeurs de 14 d termin es partir du diagramme d interaction peuvent tre sup rieures 1 0 aux environs du point D o l effort axial de compression est favorable la r sistance flexionnelle de la section Il semble cependant prudent en pratique de borner la valeur de ua 1 0 moins que le moment Msa soit directement caus par l effort axial Nsa agissant suivant une excentricit fix e sur un poteau d termin 2 2 6 R sistance d un poteau mixte sous compression accompagn e de flexion bi axiale Lorsqu un poteau mixte est soumis compression et flexion bi axiale il faut en premier lieu v rifier la r sistance sous compression accompagn e de flexion mono axiale et ce dans chacun des plans de flexion Cette v rification ne suffit toutefois pas et il importe de lui adjoindre une autre v rification relative au comportement bi axial Pour cette derni re 1l n y a lieu de tenir compte des imperfections que pour le seul plan dans lequel la ruine est susceptible de se produire cas a la Figure 2 5 Pour l autre plan de flexion on n glige donc tout effet des imperfections cas b la F
100. derni re la figure 5 18 montre l influence de la nuance d acier de utilis e en observant les courbes on peut remarquer que pour toute les nuances la variation de r sistance n est pas la m me prenant comme exemple la courbe de nuance S355 et celle de nuance S275 pour les premi res longueurs de flambement jusqu 5m la diff rence est presque la m me pour les longueur de 5 8m la diff rence de r sistance diminue en augmentant la longueur donc les valeurs de r sistance dans cette partie de la courbe se rapprochent On remarque que la r sistance du poteau de nuance S460 a pu diminuer de 32 en passant de 4m 8m de hauteur alors qu elle a diminu e que de 10 de 1m 4m de hauteur La variation de la r sistance a tendance diminuer en augmentant la limite lastique de l acier 5 7 2 4 Influence de la classe de r sistance du b ton Le tableau 5 21 illustre la variation de la r sistance des poteaux mixtes remplis de b ton de diff rentes classes de r sistance 91 CHAPITRE 5 CALCUL DES POTEAUX MIXTES TUBULAIRES REMPLIS DE BETON SOUS COMPRESSION ET FLEXION COMPRESSION COMBINEES Nplrd KN L m C20 25 C25 30 C30 37 C35 40 C40 50 C45 55 C50 60 1 3095 315 3429 982 3764229 4098 094 4431 608 4764431 5096 891 1 5 3061 575 3390 59 3718964 404675 4373996 4700 185 5025 812 2 3027 644 3350 86 3673 177 3994667 4315 392
101. du poteau et est telle que le rapport de sa hauteur sa largeur soit compris entre 0 2 et 5 0 e La contribution relative de la section en acier la r sistance de calcul de la section complete savoir A fy Ya N pira Est compris entre 0 2 et 0 9 e L lancement r duit du poteau mixte ne d passe pas la valeur de 2 0 e Pour les sections totalement enrob es l aire des armatures doit au moins tre gale 0 3 de l aire de b ton et les armatures pr sentent des paisseurs d enrobage de b ton satisfaisant les conditions suivantes e dans le sens y 40 mm lt cy lt 0 4 be e dans le sens z 40 mm lt c lt 0 3 he avec be et he d finis la figure 2 1 a be b b be Cy b lt ral h h he lt 4 Lo a a lt 4 Figure 2 1 Exemples types de sections transversales de poteaux CHAPITRE CALCUL DES POTEAUX MIXTES SELON L EC4 Il est souvent n cessaire d utiliser des paisseurs d enrobage plus importantes par exemple pour assurer une r sistance suffisante l incendie mais il convient dans ces cas aux fins de calcul d ignorer le suppl ment d paisseur d enrobage par rapport aux valeurs maximales ci dessus L aire de l armature longitudinale ne peut tre utilis e dans les calculs que si elle est limit e 6 de l aire du b ton Pour des raisons de r sistance l incendie il est quelquefois n cessaire de mettre en oeuvre des sections d armature plus importante
102. e Ce code emploie les concepts des tats limites Pour atteindre l objectif de l utilit et de la s curit en appliquant les facteurs de s ret partiels aux charges et aux propri t s des mat riaux Bas sur des r sultats exp rimentaux on lui a recommand que les r glements d EC4 au sujet du facteur de 0 85 ne devraient pas tre appliqu s aux sections tubulaires remplies de b ton de haute r sistance C est le seul code qui traite les effets du chargement long terme s par ment Tous les codes assument la pleine interaction mais certains imposent des restrictions l effort de cisaillement l interface acier b ton Il est fiable d utiliser des connecteurs de cisaillement si l effort de cisaillement limite est tr s grand 37 CHAPITRE 3 ETUDE BIBLIOGRAFIQUE 3 10 6 Comparaison entre les codes de conception Les charges exp rimentales de rupture sont compar es aux pr vus valeurs en utilisant les dispositions dans EC4 l ACI et l AISC On a conclu que chacun des trois codes de conception est conservateur pour pr voir les capacit s portantes des poteaux mixtes Parmi ces codes l ACI et l AISC donnent respectivement le calcul exact des charges de rupture par 9 et 11 La m thode d EC4 d autre part est plus pr cise que celle de l ACT et l AISC avec un rapport moyens de 1 01 et un coefficient de variation de 0 04 Les r sultats indiquent que VEC4 peut tre prolong la conception de poteaux de section
103. e place importante c t de la construction m tallique traditionnelle l aide des Eurocodes des documents d application nationale comme supports additionnels De nombreuses recherches partout en Europe ont am lior les syst mes existants de construction mixte et ont men au d veloppement de nouvelles technologies comme les planchers slim floor avec des assemblages semi continus aux poteaux des nouveaux profil s m talliques ou des syst mes minimisant les temps d rection et d assemblage CHAPITRE CALCUL DES POTEAUX MIXTES SELON L EC4 CALCUL DES POTEAUX MIXTES SELON L EUROCODE 4 2 1 Introduction Les poteaux mixtes pr sentent de nombreux avantages Ainsi par exemple une section transversale de faibles dimensions ext rieures peut reprendre des charges tr s lev es ou diff rentes sections transversales de m mes dimensions ext rieures peuvent reprendre des charges fort diff rentes il suffit de modifier les paisseurs des sections en acier et ou la r sistance du b ton et ou la quantit d armatures Ainsi on peut maintenir un m me encombrement sur plusieurs tages ce qui constitue un avantage fonctionnel et architectural Dans le cas de sections creuses remplies de b ton l acier sert aussi de coffrage perdu cela permet par exemple de r aliser en premier lieu le montage de la charpente m tallique d un b timent puis en second lieu de pomper du b ton pour remplir les profils creux Cela permet un
104. e Filled Steel Tubes Using a New Confinement Sensitive Concrete Compression Model Nordic Concrete Research Publication No 27 2 2001 Oslo January 2002 43 62 20 Johansson M The Efficiency of Passive Confinement in CFT Columns Steel and Composite Structures Vol 2 No 5 October 2002 Techno Press 379 396 21 Johansson M Composite Action in Connection Regions of Concrete Filled Steel Tube Columns THESIS FOR THE DEGREE OF DOCTOR OF PHILOSOPHY Department of Structural Engineering Concrete Structures CHALMERS UNIVERSITY OF TECHNOLOGY G teborg Sweden 2002 221 Mathias Johansson Structural Behaviour of Circular Steel Concrete Composite Columns Non linear finite element analyses and experiments THESIS FOR DEGREE OF LICENTIATE OF ENGINEERING Division of Concrete Structures Department of Structural Engineering Chalmers University of Technology G teborg Sweden 2000 23 Stephen P Schneider amp Yousef M Alostaz Experimental Behaviour of Connections to Concrete Filled Steel Tubes J Construct Steel Res Vol 45 No 3 pp 321 352 1998 24 Cheng Chih Chen Nan Jiao Lin Analytical model for predicting axial capacity and behaviour of concrete encased steel composite stub columns Journal of Constructional Steel Research 62 2006 424 433 25 C C Weng S I Yen Comparisons of concrete encased composite column strength provisions of ACI code and AISC specification
105. e l acier de diff rentes nuances et limites lastiques on a m me travailler sur des aciers de haute r sistance pour am liorer le comportement des poteaux mixtes mais derni rement on a pu d velopp d autres mat riaux de construction dont l objectif est d am liorer les propri t s physiques chimiques ainsi que comportement m canique des tubes produits base de ces mat riaux 3 7 2 B ton 3 7 2 1 B ton l ger b ton de pouzzolane Une s rie d essais a t r aliser par M Mouli et H Khelafi pour d terminer le comportement des poteaux mixtes courts sous charge de compression axiale des sections creuses rectangulaires ont t employ es dans les essais ces sections ont t remplies de b ton normal et d autres de b ton l ger le pouzzolane a t employ comme composant global l ger dans le deuxi me b ton Le but de ces essais est de comparer entre les deux les r sultats ont montr que les b tons l ger donne une grande contrainte d adh rence que le b ton normal mais le comportement de glissement est le m me pour les deux 7 3 7 2 2 B ton de haute r sistance De l autre part Kefeng John et Xincheng ont travaill s sur un b ton de haute r sistance 5 ils ont montr s que l augmentation de l effort de compression et directement proportionnelle au confinement Un autre programme exp rimentale a t fait par Dalin Liu 8 sur les poteaux mixtes de section rectangulaire remp
106. e ph nom ne induit dans l acier des efforts transversaux suppl mentaires a ceux caus s par le chargement axial Ce qui a pour effet de r duire la r sistance aux charges axiales 4 2 2 1 Confinement Lorsque les d formations transversales associ es au coefficient de Poisson d un b ton charg axialement ne sont pas libres de prendre place due une retenue lat rale on remarque une augmentation de la r sistance en compression du b ton Ce ph nom ne est commun ment appel confinement du b ton En emp chant le b ton de se d former transversalement 15 16 17 18 19 20 21 22 L acier applique des efforts lat raux sur le b ton qui cr ent la pression de confinement De fa on g n rale L augmentation de r sistance due la pression de confinement d un cylindre de b ton peut tre repr sent e gr ce a l quation suivante Richart et al 1928 foc fco 4 1f1 4 11 Ou fe R sistance la compression uni axiale du b ton confin feo R sistance la compression uni axiale du b ton non confin f Pression de confinement lat rale La figure 4 2 pr sente les courbes typiques contraintes d formations pour des b tons confin s et non confin s Cette figure met en vidence les diff rences de comportement entre ces deux b tons Le confinement augmente en g n ral deux caract ristiques du b ton la r sistance en compression fc gt foo et la d formation correspondant la contrainte ulti
107. e structurale de DSTC afin de r aliser une nouvelle pi ce de charpente structurale rendement lev du membre mixte voir Figure 3 6 40 CHAPITRE 3 ETUDE BIBLIOGRAFIQUE Figure 3 6 section droite des poteaux mixtes en double peaux 11 Ceci soit cens pour avoir la bonne performance s ismique aussi bien que beaucoup d autres avantages Tandis qu un tel membre peut tre employ comme poutre ses avantages sont les plus vidents une fois utilis s car une colonne ainsi ce nouveau membre peut galement tre commod ment mentionn e car une colonne FRP tubulaire hybride de double peau acier b ton DSTC Un mod le analytique pour d terminer le comportement axial et la capacit portante des poteaux mixtes enrob s de b ton est propos par Cheng C C et Nan J L 24 voir figure 3 7 On a conclu que en plus des armatures lat ral la section d acier de construction peut fournir un effet de confinement sur le b ton et augmenter la r sistance axiale du poteau et sa capacit portante 280 _ H150x150x7x 10 80 mm 88 mm 120 mm 2 34 mm Typ H150x75x5x7 34mm Typ H175x90x5x8 300 mm H100 50x5x7 H150 100x6 9 300 mm 39 mm Typ H125x60x 6 x8 39mm Typ H175x90x5x8 Figure 3 7 Sections droites des poteaux m talliques en I ou en H enrob s de b ton 24 41 CHAPITRE 3 ETUDE BIBLIOGRAFIQUE Ces sections ont un comportement un peu identique cel
108. ent x est calcul partir de la courbe de flambement europ enne a Dans les tableaux ci dessous on utilise les formules 2 gt 0 5 1 a 0 2 2X avec a 0 21 pour la courbe a 1 os 2 4241 2 p A T Axe fort YY El yy 5 153 10 N mm2 L m No Nx10 Xy 3 56 509 0 324 0 972 4 31 738 0 431 0 944 5 20 343 0 54 0 911 6 14 127 0 647 0 871 Axe faible ZZ El zz 2 917 10 N mm2 L m Nor Nx10 Z Kz 3 31 988 0 43 0 945 4 17 994 0 574 0 9 5 11 516 0 717 0 84 6 7 9777 0 86 0 759 Mim 0 8 1 8 0 8 1 0 505 1 616 lim Pour tous les cas on a lt A n Par cons quent il n est pas n cessaire de tenir compte de l influence des actions long terme D Calcul de la r sistance au flambement sous charge centr e Nsa SXN pira avec Nora 4 622 10 N et Nsa 3 50 10 N L m 3 4 5 6 Npira 1O N 4 368 4 16 3 882 3 508 Les poteaux tiennent les charges pour chacun des cas consid r s 144 Liste des figures Figure 1 1 Exemples De Poteaux Mixtes 22m na eee ete ee eat ee 8 Figure 2 1 Exemples Types De Sections Transversales De Poteaux 12 Figure 2 2 Courbe D interaction If I Flexion Mono Axiale 17 Figure 2 3 R partition Des Contraintes Correspondant A La Courbe D interaction 19 Figure 2 4 R sistance Du Po
109. er et monter au dessus l un de l autre quand un d placement de cisaillement est appliqu Depuis le tube en acier enferme le noyau b ton dans un poteau tubulaire remplis de b ton la s paration est emp ch e et la but e passive par l acier le tube induira les forces normales travers l interface quand le b ton essaye de monter au dessus des irr gularit s dans la surface en acier voir la figure 4 9 b par cons quent le contact d interface est partiellement un ph nom ne de friction le contact d interface contribue une rigidit initiale typique partie la relation charge glissement obtenue partir des essais de pouss e Selon Virdi et Dowling 1980 16 la rupture de ce m canisme de transfert de cisaillement est li e l crasement local du b ton pr s de l interface et d elle se casse quand l interface b ton atteint une contrainte locale de pr s de 3 5 En outre pas tonnamment ils ont constat qu une surface en acier plus approximative a caus e plus de contact et a en cons quence augment e la r sistance au cisaillement Quant l adh rence le retrait a un effet nuisible galement sur le contact d interface Cependant le facteur essentiel influen ant l effet de microlocking peut tre le tassement du noyau b ton Un tassement bien ex cut a comme cons quence une meilleure condamnation du b ton entre les irr gularit s dans la surface en acier 4 5 R sistance au cisaillement contrainte d adh rence
110. er les propri t s m caniques de l acier de construction l essai le plus appropri est un essai de traction sous chargement statique La relation de contrainte d formation pour un sp cimen en traction d un tel acier est montr sur la figure 4 8 Au commencement la relation de contrainte d formation est lin aire avec un module lastique Ea qui pour la plupart des qualit s des aciers est de pr s de 200 GPa Si l effort est dans la phase lastique l acier r cup re parfaitement en d chargement Le comportement lastique lin aire continue jusqu ce que la force limite f y soit atteinte une d formation limite a Autres d formations r sultent en phase d coulement plastique avec peu ou pas d augmentation d effort jusqu ce que l crouissage soit atteint une contrainte Ooh Alors l effort dans acier augmente jusqu la r sistance la traction finale et fu est atteint La d formation commence alors localiser ayant pour r sultat une grande r duction de l air de la section droite qui cause une diminution de contrainte jusqu la rupture Eau Cependant la derni re partie de la relation de contrainte d formation est l g rement fallacieuse concernant le comportement du mat riau a FA Compression af SENSN Traction AST ay Enah Em E5 ALL Figure 4 8 Courbe contrainte d formation des aciers 56 CHAPITRE 4 ANALYSE DU COMPORTEMENT MECANIQUE DES POTEAUX TUBULAIRES REMPLIS
111. es d abord c est de fournir les informations d essai pour le calibrage d Eurocode 4 contre le BS 5400 pour les colonnes mixtes minces compar s au m thode propos e par le BS 5950 Avec la m thode propos e par le BS 5950 parie 1 donnant des pr visions l g rement plus pr cises pour les colonnes remplies de b ton et l g rement moins pr cises pour les colonnes enrob s de b ton et valuer deuxi mement l exactitude d une nouvelle m thode de conception pour les colonnes mixtes bas es sur la m thode BS 5950 Apr s comparaisons on a conclus que la m thode propos e donne une compr hension claire du comportement des colonnes mixtes et elle est beaucoup plus facile employer que celles du BS 5400 et de I EC4 La forme structurale des colonnes mixtes de section en I ou en H lamin e enrob e de b ton est souvent employ e comme colonnes de longueur interm diaire pour lesquelles le global et les charges locales de voilement sont troits L interaction entre les deux modes de voilement est prise en compte dans la conception par une constante empirique d interaction La pr vision Th or tique num rique d une telle constante est pr sent par Ever J Barbero 2 La th orie de stabilit est employ e pour d montrer l existence de l interaction entre les modes de voilement La m thode de suite est employ e pour tudier la sensibilit d imperfection des colonnes Un rapport entre l imperfection de colonne et la constante d inte
112. es et peuvent tre utilis es pour r aliser l assemblage de poutres CHAPITRE CALCUL DES POTEAUX MIXTES SELON L EC4 2 2 M thodes de calcul L Eurocode 4 pr sente deux m thodes de dimensionnement des poteaux mixtes La premi re est une M thode G n rale qui impose de prendre explicitement en compte les effets du second ordre et les imperfections Cette m thode peut notamment s appliquer des sections de poteaux qui ne sont pas sym triques ainsi qu des poteaux de section variable sur leur hauteur Elle n cessite l emploi d outils de calcul num rique et ne peut tre envisag e que si l on dispose des logiciels appropri s La seconde est une M thode Simplifi e utilisant les courbes de flambement europ ennes des poteaux en acier qui tiennent implicitement compte des imperfections affectant ces poteaux Cette m thode est en pratique limit e au calcul des poteaux mixtes pr sentant une section doublement sym trique et uniforme sur leur hauteur Les deux m thodes sont fond es sur les hypoth ses classiques suivantes e Il y a une interaction compl te entre la section en acier et la section de b ton et ce jusqu la ruine e Les imperfections g om triques et structurales sont prises en compte dans le calcul e Les sections droites restent planes lors de la d formation du poteau Seule la M thode Simplifi e est d velopp e ci apr s celle ci tant en effet applicable la majorit des cas de figure
113. flambement m ABAQUE N 12 132 ANNEXE A ABAQUES DE CALCUL CI de b ton C40 50 on VIDE Courbe Section d t Ecm 35000MPa o Nuance d acier S275 4 0 fy 275MPa 3 323 9 5 9 Ea 210000MPa see Acier d armature HRE fsk 400MP 1 5 a 7 193 7 4 5 8 159 4 9 114 3 3 6 10 88 9 3 2 t Abaque de calct d la r sistance des profils creux circulaires R sistance plastique KN 2 3 4 i l 1 4 Longueur de flambement m ABAQUE N 13 133 ANNEXE A ABAQUES DE CALCUL CL de b ton C25 30 gi eee Courbe Section d t Ecm 30500MPa pale Nuance d acier S275 06 4 6 3 fy 275MPa 3 323 9 5 9 Ea 210000MPa ew Acier d armature gt a fsk 400MP oi S ss i 7 193 7 4 5 8 159 4 9 114 3 3 6 10 88 9 3 2 Abaque de calcul de la r sistance des profils creux circulaires R sistance plastique KN Longueur du flambement m ABAQUE N 14 134 ANNEXE A ABAQUES DE CALCUL Classe de b ton C40 50 fck 40MPa Courbe Section d t Ecm 35000MPa 1 457 2 7 1 Nuance d acier S275 2 419 7 1 fy 275MPa 3 406 4 6 3 Ea 210000MPa 4 368 6 3 Longueur du flambement 5 355 6 6 3 L 3m t 6 323 9 5 9 7 298 5 5 9 8 273 5 6 9 244 54 id 10 219 1 5 t ae d Abaque de calcul de la r sistance des profils creux circulaires Effort
114. grande importance et qui ont une influence sur la r sistance du poteau le tableau 5 17 pr sentes la r sistance du poteau en fonction de la section Nplrd KN L m 108 3 8 159 4 244 5 4 368 6 3 457 2 7 1 1 499 67 949 3 2160 3 4508 4 6761 8 1 5 469 69 917 7 2118 4450 1 6691 1 2 425 76 879 4 2072 8 4390 8 6620 1 2 5 363 86 829 6 2022 4 4329 4 6547 7 3 295 1 763 6 1964 2 4264 2 6473 1 3 5 235 12 681 3 1895 1 4193 8 6394 9 4 188 52 591 24 1811 5 4116 5 6312 2 45 153 36 505 3 1711 1 4030 4 6223 5 5 126 74 430 5 1594 1 3933 1 6127 2 6 90 33 316 9 1331 5 3696 6 5905 7 7 67 44 240 8 1081 3 3395 2 5633 7 8 52 22 187 9 876 1 3038 7 5298 9 Tableau 5 17 valeurs de calcul de l effort normal plastique en fonction des dimensions de la section droite d un poteau circulaire 86 CHAPITRE 5 CALCUL DES POTEAUX MIXTES TUBULAIRES REMPLIS DE BETON SOUS COMPRESSION ET FLEXION COMPRESSION COMBINEES Variation de la r sistance du poteau mixte en fonction des dimensions de la section droite 9000 8000 7000 1 __ 6000 108 3 8 lt 5000 ty 159 4 5 244 5 4 g 4000 gt lt 368 6 3 3000 457 2 7 1 2000 ae ee 7 1000 0 0 1 2 3 4 5 6 7 8 9 Figure 5 15 l effet du diam tre du tube Le tableau 5 18 regroupe les r sultats num riques du calcul de la r sistance des pote
115. gt Rw I2 12 12 2 2 Armatures I EAs d 702 140 7 70 10 mm s y 142 ANNEXE B EXEMPLE DE CALCUL bh B ton fs 12 Liy z Ly 3 TS 1 667 10 1 10 10 7 188 10 mm Axe faible ZZ 3 3 3 3 kasei _ hcbc _ 350 250 a 0 991 10 mm 12 12 12 2 Armatures 7 ZAs d 90 5 09 10 mm S 3 Sd 12 ZZ S ZZ __350 250 B ton J 0 991 10 5 09 10 3 516 10 mm B R sistance de la section transversale la charge axiale fy A Leg 4 Ja Y Ma Ye Vs _ 9344 275 77528 40 628 32 400 1 10 1 50 1 15 N pra 4 622 10 N Coefficient de participation de l acier 5 Aa fy Ya N pira 9344 275 1 10 4 622 10 0 505 0 2 lt d lt 0 9 la m thode simplifi e est applicable C Rigidit en flexion avec prise en compte ventuelle du fluage ED e k El KE Ed avec K 0 8 E E et y 1 35 rigidit Axe fort E1 yy 210000 1 667 10 0 8 35000 1 35 7 188 10 210000 7 70 10 5 153 10 N mm Axe faible EDez 210000 0 991 10 0 8 35000 1 35 3 516 10 210000 5 09 10 2 917 10 N mm V rification de l absence d influence des charges long terme suivant la clkause 4 8 3 5 2 de l Eurocoded N air Ala A fa A fy _ 9344 275 _ 71528 40 628 321 400 10 1 0 1 0 5 922 10 N 143 ANNEXE B EXEMPLE DE CALCUL Calcul de l lancem
116. hargement 3400 B ton 3200 confin 3 _ 3000 Z x Nplrd e 0 2 2800 y 8 Nplrd e 10 a non Nplrd e 25 a confin 2600 2400 2200 0 1 2 3 4 6 7 9 10 11 12 13 14 L d Figure 5 22 l effet de Pexcentricit On a voulu d terminer la r sistance des poteaux mixtes circulaire en variant la valeur de l excentricit de charge en fonction de l lancement des poteaux L d on remarque sur la figure 5 22 que le poteau d excentricit e 0 donne la plus grande r sistance ensuite celui d excentricit e 10mm et la r sistance la plus faible est celle d excentricit e 25mm cela est due l interaction entre la compression et la flexion exerc e sur l l ment se qui a r duit sa r sistance 5 7 2 8 Veffet de nul et nu2 Le tableau 5 12 regroupe les r sultats de calcul des ccefficients nul et nu2 en fonction de la hauteur du poteau mixte L m nut nu2 1 1 476125 0 894 1 5 0 887 0 919 2 0 437 0 945 2 5 0 126 0 970 3 0 0 995 3 5 0 1 Tableau 5 25 valeurs de calcul de nul et nu2 en fonction de la longueur de flambement 97 CHAPITRE 5 CALCUL DES POTEAUX MIXTES TUBULAIRES REMPLIS DE BETON SOUS COMPRESSION ET FLEXION COMPRESSION COMBINEES Variation des valeurs des cosfficient de confinement en fonction de la longueur de flambement des poteaux mixtes de section circulaire 1 6 1 4 1 2 nui lt nu2 0
117. iau bo t Rapport d lancement d une plaque Dans le cas des poteaux mixtes enrob s de b ton le voilement de l aile sera le mode de rupture envisag pour l acier puisque la grande inertie de la section limite le flambement et que le voilement de l me est emp ch par la pr sence du b ton Le mode global de voilement d Euler se produit dans les colonnes minces comporte un d placement lat ral soudain sans d formation de la section transversale 2 L quation de voilement d Euler est P EI KL Ir 4 5 Selon l quation empirique la charge de voilement du colonne est donn e par P kP 4 6 O P L est la charge du colonne courte et le facteur de r sistance k i dans l quation d au mode d interaction est 4 7 47 CHAPITRE 4 ANALYSE DU COMPORTEMENT MECANIQUE DES POTEAUX TUBULAIRES REMPLIS DE BETON k 1 22 2c 4 8 O k est un coefficient introduit pour la convenance c est la constante d interaction empirique et est l lancement d fini par i i 4 9 n ED L objectif de l tude de Ever J B est de d terminer le coefficient d interaction des modes de voilement c donn e par quation c 1 0 3322 e t 4 10 Ou e t est amplitude d imperfection Les poteaux mixtes circulaires parois minces utilis s en beaucoup de constructions doivent tre con u pour expliquer l effet de confinement de b ton contre le voilement local
118. ibles des port es plus grandes et des hauteurs totales plus faibles et d une construction plus rapide Les rapports port e sur hauteur h 35 des poutres sont faibles et peuvent pr senter plusieurs avantages e La r duction des hauteurs permet de r duire la hauteur totale du b timent et permet d s lors une diminution de la surface de couverture e Les port es plus grandes pour des hauteurs identiques par rapport aux autres m thodes de construction permettent de lib rer des poteaux les pi ces qui offrent alors plus de flexibilit e Pour une m me hauteur totale de b timent celui ci peut pr senter plus d tages e conomie de co ts suite la r alisation plus rapide du b timent e co ts de financement plus faibles e pr t l emploi plus rapidement et donc revenu d utilisation plus lev CHAPITRE1 INTRODUCTION A LA CONSTRUCTION MIXTE DES BATIMENTS 1 2 3 Fonctionnalit Les structures m talliques traditionnelles pr sentent des syst mes de protection au feu rapport s qui permettent d isoler l acier de la chaleur due l incendie Les structures m talliques et mixtes actuelles peuvent pr senter une r sistance au feu en utilisant les principes des constructions en b ton arm dans lesquelles le b ton prot ge l acier gr ce sa masse lev e et sa conductivit thermique relativement faible Tout comme les planchers mixtes qui peuvent r sister au feu les poutres mixtes peuvent galement tre utilis e
119. ier d armature fsk 400MPa t As 8 6 12 Abaque d interaction M N d un profil creux rectangulaire selon l axe yy Effort normal KN 100 200 300 400 500 00 100 00 00 Moment fl chisant KNm ABAQUE N 10 130 ANNEXE A ABAQUES DE CALCUL Dimenssion de la section Courbe Classe de r sistance h 400 mm du b ton b 280 mm 1 C20 25 t 16 mm 2 C25 30 Nuance d acier S275 3 C30 37 fy 275MPa 4 C35 45 Ea 210000MPa b 5 C40 50 Longueur de flambement gt 6 C45 50 L 6m 7 C50 60 Acier d armature fsk 400MPa As 8 12 Abaque d interaction M N d un profil creux rectangulaire selon l axe zz Effort normal KN 100 200 300 400 500 00 700 Moment fl chisant KNm ABAQUEN 11 131 ANNEXE A ABAQUES DE CALCUL Dimenssions de la section Acier de Sections des h 380 Courbe construction armatures b 190mm 1 235 t 10mm 2 275 Nuance d acier S235 3 355 40 16 fy 275MPa 4 235 Ea 210000MPa 5 275 Acier d armature 6 355 60 16 fsk 400MPa 7 235 Classe du b ton C40 50 8 S275 fck 40MPa 9 355 8016 Ecm 35000MPa y v Abaque de calcul de la r sistance des profils creux r ctangulaires R sistance plastique KN 2 3 4 l l Longueur de
120. ieurs 30 5 1 Mat riaux USES ic yaaa ra nr annee SR Re ra 32 SN D S BU RENE 8 COTON OR EP EU UT 32 AA BEO RS 32 3 7 2 1 B ton L ger B ton De Pouzzolane 32 3 7 2 2 B ton De Haute R SISTANCE 5215 une nn some Elie sateen 32 3 7 2 3 B ton Renforc De Fibre FRC 22 33 3 5 Nlodes DE Rupture cy nase 2265 ta iea nn ee Haden ns te ane te an nsec ee 33 3 9 Comparaison Avec Les Poteaux M talliques serere 35 3 10 Codes De Conception eea E EE RE E RR TE T SEEE Meia EE aS 36 3 10 1 Le Code Am ricain Du B ton Arm ACI 318 89 nae 36 3 10 2 Le Code Am ricain Des Structures M talliques AISC LRFD 36 3 10 3 Le Code Japonnais AIJ ses re retenue t tennr ay cn ba ay Rte ya te 37 3 10 4 Le Code Britannique Bs5400 Partie 5 ceeeeene ser 37 eKO oa Eolo eD Burpee BG SRE SR E E tn oat eee ea ele 37 3 10 6 Comparaison Entre Les Codes De Conception 38 3 1 Sections MIKES SE e ee otre An ye weve se Lace erence nent SR Re RET 38 3 12 Conclusi n 5e an en en Net ea OSES AG EE RE ORATOR 42 CHAPITRE 4 ANALYSE DU COMPORTEMENT MECANIQUE DES POTEAUX TUBULAIRES REMPLIS DE BETON Al AMPOGUCHOM SES EE al Rede nna ee cd at ont ails welche bail th ta gli t de 43 4 2 Comportement M canique Des Mat riaux
121. igure 2 5 22 CHAPITRE CALCUL DES POTEAUX MIXTES SELON L EC4 N Npl Ra NA Npl Rd My Mpi y Ra M2 Mpi z Ra M ly sa Mp y Rd a Diagramme d interaction plan de ruine susceptible y y Imperfections consid r es b Diagramme d interaction ne correspond pas au plan de ruine z z Imperfections non consid r es c Diagramme de r sistance a la flexion bi axiale d un poteau soumis a un effort axial de compression Nsa Maz sd l Moi z Rd Figure 2 5 R sistance du poteau sous compression et flexion bi axiale En cas de doute sur le plan de ruine il est recommand de se placer en s curit en tenant compte des imperfections dans les deux plans Pour prendre en compte les pics de contraintes caus s par les moments de flexion r pondant aux in galit s 18 et 19 et agissant suivant deux axes orthogonaux ces deux moments de flexion doivent galement satisfaire la formule d interaction lin aire 2 20 Les moments de calcul sont d termin s en incluant la fois les imperfections et l amplification due aux effets de second ordre P 4 Les trois conditions 18 20 d finissent la r sistance ultime en terme de moments de calcul orthogonaux pour un effort axial de calcul Nsa comme le montre la Figure 2 5 c M sq lt 0 9U aM pi y Rd 2 18 M zsa lt OU M pi za 2 19 M y sa M sa Ua M pl y Rd UaM pl z Rd lt 1 0 2 20 23 CHAPITRE CALCUL DES POTEAUX MIXTES SELON L
122. indentations ou un bossage de la t le profil e e Vitesse et simplicit de construction Les t les profil es combinant une rigidit lev e et un faible poids rendent ais le transport et le stockage du mat riel sur chantier Un camion est souvent capable de transporter jusqu 1500m de plancher Une quipe de quatre hommes peut installer 400m de plancher par jour Les panneaux sont l gers et sont des l ments pr fabriqu s qui peuvent tre ais ment transport s et install s par deux ou trois homme Produits la qualit contr l e Les l ments m talliques des structures mixtes sont fabriqu s et contr l s en usine Cela permet l tablissement de proc dures de qualit s strictes qui diminuent l incertitude li e au travail sur chantier Le r sultat en est une pr cision de construction plus lev e 1 3 El ments de construction Un l ment mixte est g n ralement porteur il ne s agit donc pas d une simple juxtaposition d l ments porteurs ind pendants Dans la pratique courante de la construction m tallique on peut distinguer trois types principaux d l ments mixtes e Les poutres mixtes e Les dalles mixtes CHAPITRE1 INTRODUCTION A LA CONSTRUCTION MIXTE DES BATIMENTS e Les poteaux mixtes La section d une poutre mixte ou d une dalle mixte est essentiellement sollicit e par des efforts de flexion alors que la section d un poteau mixte est sollicit e en compression souvent combin es avec
123. ion droite est calcul e en superposant la r sistance des sections de l acier et du b ton en n gligeant de ce fait l interaction entre l acier et le b ton et l effet de confinement La charge de voilement d Euler est employ e avec une rigidit de b ton r duite ainsi que les facteurs de s curit pour le b ton et l acier La m thode est applicable aux sections non sym triques et aux colonnes sous flexion bi axiale 3 10 4 Le code Britannique BS5400 partie 5 Des dispositions de code dans BS 5400 sont bas es sur les tats limites de conception avec des facteurs de chargement et des facteurs de s curit de mat riaux utilis s Le moment ultime est calcul partir de la distribution des contraintes plastiques de la section transversale et une approximation pour la courbe d interaction pour les efforts axiaux et les moments de flexion est employ e Des propri t s de b ton r duites sont employ es pour tenir compte des effets de fluage et de l utilisation des sections de b ton non clat s dans le calcul de la rigidit Cette m thode est applicable aux sections sym triques seulement et limit au la gamme des sections couvertes dans les courbes europ ennes de flambement Elle sous estime la capacit de colonnes mixtes remplies de b ton de haute r sistance 3 10 5 Code Europ en EC4 L EC4 traite les sections mixtes totalement et partiellement enrob s de b ton ainsi que celles remplis de b ton avec ou sans armatur
124. isation de petites sections transversales du poteau qui exige moins de mat riau ce qui r duit son poids propre et permet une surface au sol plus utilisable Cependant un des soucis principaux li s aux poteaux en b ton arm est la fourniture des armatures transversales suffisant afin de confiner le b ton comprim et de ce fait il y aura un crasement et une rupture fragile On a montr que les poteaux mixtes se composant de tubes en acier remplis de b ton offrent une solution tr s concurrentielle aux poteaux en b ton arm conventionnels Depuis le tube en acier confine le noyau de b ton entier il peut tre employ en tant qu armature longitudinale et lat rale aussi bien qu un coffrage permanant pendant la construction des l ments en b ton Les poteaux mixtes tubulaires remplis de b ton sont devenus de plus en plus populaires dans les applications structurelles dans le monde C est d leur haute r sistance aussi bien qu aux autres propri t s telles que la ductilit lev e et la capacit portante Bien que le risque d un tremblement de terre important en quelques pays soit petit ce type de poteau peut offrir beaucoup d autres avantages par exemple la rapidit de la construction aspects de s curit et utilisation possible des assemblages normalis s simples On peut indiquer qu un poteau mixte fournit les conomies d un poteau en b ton avec la rapidit de la construction d un poteau en acier ayant pou
125. isseur du tube d acier la r sistance caract ristique du b ton ainsi que la longueur de flambement seront discut s En se basant sur la m thode de calcul simplifi e de la r sistance des poteaux mixtes propos e par l EC4 on a d velopp un programme informatique en utilisant le langage de programmation FORTRAN 90 Le programme nous permet de calculer la r sistance des poteaux mixte remplis de b ton sous chargement centr de compression ainsi que la r sistance a la flexion compression combin es 5 2 Hypoth ses de calcul Les hypoth ses de calcul sont r capitul es ci dessous Les sections planes restent planes et qu il existe une collaboration totale jusqu a la ruine entre les composants acier et b ton de l l ment structural 61 CHAPITRE 5 CALCUL DES POTEAUX MIXTES TUBULAIRES REMPLIS DE BETON SOUS COMPRESSION ET FLEXION COMPRESSION COMBINEES Pour utiliser la M thode Simplifi e les sections des poteaux mixtes doivent tre constantes et doublement sym triques sur toute leur hauteur L effet des imperfections sur la r sistance au flambement est pris en compte l aide des courbes de flambement de l EC3 On peut consid rer que l effort tranchant est repris par la seule section m tallique On doit tenir compte des imperfections en introduisant le facteur d imperfection repr sent sur le tableau Tableau 5 1 Facteurs d imperfection Il convient d utiliser dans l analyse
126. istance caract ristique du b ton 92 CHAPITRE 5 CALCUL DES POTEAUX MIXTES TUBULAIRES REMPLIS DE BETON SOUS COMPRESSION ET FLEXION COMPRESSION COMBINEES avec une diminution de la r sistance si on augmente la longueur du flambement du poteau en remarque galement que les r sultats se rapprochent pour les valeurs de longueur sup rieur 4 5m pour une m me classe de b ton la variation de r sistance du poteau tend diminuer on fonction de sa hauteur ce qui est remarquable c est que cette variation augmente en augmentant la r sistance du b ton 5 7 2 5 Influence de la nuance de l acier des armatures Les r sultats du tableau 5 22 sont obtenus par un calcul num rique en variant la nuance d acier des armatures et la longueur du flambement du poteau Nplrd KN L m S360 S400 8500 1 4672 286 4700455 4770 865 1 5 4614969 4642636 4711 784 2 4556 916 4584 064 4651 904 2 5 4496 975 4523569 4590 017 3 4433 937 4459925 4524 847 3 5 4366 478 4391788 4454 999 4 4293 113 4317 648 4378 902 45 4212167 4235802 4294 783 5 4121 77 4144351 4200 665 6 3904 674 3924575 3974 099 7 3628 542 3644958 3685 673 8 3294317 3306844 3337 781 Tableau 5 22 valeurs de calcul de l effort normal plastique en fonction de la nuance des aciers d armature d un poteau circulaire 93 CHAPITRE 5 CALCUL DES POTEAUX M
127. ive de confinement tandis que cet effet est n gligeable dans le cas des sections rectangulaires La force suppl mentaire se produit en raison de l augmentation de la r sistance la compression du noyau b ton qui est retenu lat ralement par le tube en acier Cette augmentation de r sistance de b ton est sup rieure la r duction de la r sistance limite de l acier dans la compression verticale due la traction due au confinement pour contenir le b ton L effet d emprisonnement n est pas pr sent dans les sections creuses rectangulaires remplies de b ton except dans les r gions de coin ou une tension de cercle se d veloppe sur les murs lat raux 15 52 CHAPITRE 4 ANALYSE DU COMPORTEMENT MECANIQUE DES POTEAUX TUBULAIRES REMPLIS DE BETON Dans les sections circulaires remplies de b ton l influence de la retenue est r duite quand les moments de flexion sont appliqu s C est d la contrainte de compression moyenne dans le b ton et l expansion lat rale associ e est alors r duit Il diminue galement avec l augmentation de l lancement du poteau depuis la d formation lat rale avant la rupture augmente le moment de flexion et r duit la contrainte de compression moyenne dans le b ton Le confinement peut se produire dans les poteaux l crasement du b ton avant le voilement locale de l acier et cela vaudrait g n ralement pour des poteaux o la limite de l lancement est petite 4 2 3 Interaction
128. lies de b ton de haute r sistance ou un total de 22 sp cimens ont t examin s sous chargement concentrique on avait conclu qu on peut estimer la r sistance de ces poteaux soumis un chargement concentrique en utilisant la m thode EC4 L acier de haute r sistance a plusieurs avantages dans ses applications aux grands b timents L am lioration de la ductilit de l acier de haute r sistance a augment les activit s de recherches dans ce secteur La rigidit dans b ton augmentations avec sa r sistance caract ristique Un b ton de haute r sistance a un module d lasticit initial efficace qui augmente rudement proportionnellement la r sistance la compression et la densit 32 CHAPITRE 3 ETUDE BIBLIOGRAFIQUE Les colonnes tubulaires en acier minces excentriquement charg es remplis de b ton de haute r sistance plus que 115 MPa L excentricit de la charge de compression appliqu e tait gale dans les deux extr mit s et les colonnes ont t soumises la flexion simple Tous les sp cimens s effondrent mi hauteur en raison de l crasement du b ton dans la zone de compression Dans tous les sp cimens la rupture les contraintes de traction de fibre extr me n ont pas atteint la contrainte limite de l acier 3 7 2 3 B ton renforc de fibre FRC En raison des effets de l lancement les colonnes minces n ont pas montr des effets b n fiques du comportement mixte en termes de r sistan
129. lonnes m talliques La force nominale est estim e base de la r sistance ultime de charge et les facteurs de r duction sont alors appliqu s La capacit axiale nominale de charge est r duite selon le rapport de l lancement Ni l ACI 318 ni l AISC LRFD consid rent explicitement les dispositions des effets de confinement sur la r sistance ou la ductilit du membre analys Les dispositions de l ACT pour calculer l interaction de r sistance entre les efforts axiaux et les moments de flexion sont essentiellement identiques ceux pour les colonnes en b ton arm tandis que l AISC Irfd sont bas s sur les formules bilin aires d interaction qui ont la m me forme que ceux des colonnes m talliques Dans les m thodes de conception ci dessus la rigidit la flexion est sous estim e et l effet de confinement du tube en acier sur le noyau de b ton est ignor L influence du fluage est ignor e pour le b ton dans les colonnes mixtes selon des sp cifications d AISC Irfd 36 CHAPITRE 3 ETUDE BIBLIOGRAFIQUE 3 10 3 Le code Japonnais AIJ Un syst me structural compos en utilisant le b ton et la forme d acier qui s appelle steel reinforced concrete SRC au Japon La conception permise d effort est principalement utilis dans lequel des contraintes dus aux travaux sont calcul es en se basant sur la rigidit lastique des membres et force permise par les formules superpos es de r sistance La r sistance de la sect
130. m Les poteaux mixtes compos s de tubes en acier remplis de b ton sont devenus de plus en plus populaires dans des applications structurales autour du monde Ce type de poteau peut offrir beaucoup d avantages En outre aujourd hui la possibilit de produire des b tons avec des r sistances la compression plus lev es permet la conception des poteaux plus minces qui permet une surface au sol plus utilisable Alors il faut am liorer les connaissances actuelles du comportement m canique des poteaux pour une utilisation plus efficace Les mati res principales d int r t devaient tudier l efficacit du tube en acier en confinant le noyau b ton et de divers moyens d application de charge au poteau Pour r aliser ceci des exp riences et les analyses d l ment finies ont t employ es en association Les poteaux mixtes sont soumis essentiellement aux forces de compression et aux moments de flexion Leurs comportement est tr s complexe cause de la contribution des deux mat riaux l acier et la b ton L objectif de ce travail est de d terminer la r sistance des poteaux mixtes tubulaire remplis de b ton soumis aux diff rentes sollicitations axiales et de d terminer sa capacit portante L tude a t limit e aux poteaux mixtes de section creuse rectangulaire carr e et circulaire remplie de b ton en se basant sur l effet de plusieurs facteurs tels que l lancement du poteaux l paisseur des
131. me de compression Ecc gt 0 15 24 26 30 49 CHAPITRE 4 ANALYSE DU COMPORTEMENT MECANIQUE DES POTEAUX TUBULAIRES REMPLIS DE BETON B ton confin B ton non confin Contrainte axiale Ee Em lle D formation axiale Figure 4 2 Courbes contraintes d formations d un b ton confin et non confin 26 Pour un poteau en b ton arm par convention sous l effort axial concentrique la couverture en b ton est non confin et devient inefficace apr s que sa r sistance la compression ait t atteinte En fait le volume du b ton qui est efficacement confin est moins que le noyau li par la ligne centrale des triers et est d termin e par la configuration et l espacement d trier Le b ton efficacement confin peut tre repr sent par la r gion du noyau de b ton o la contrainte de confinement a t compl tement d velopp en raison de l action de flambement 16 voir figure 4 3 wero a R Figure 4 3 b ton efficacement confin pour les poteaux en b ton arm par convention et poteaux mixtes remplis de b ton 16 50 CHAPITRE 4 ANALYSE DU COMPORTEMENT MECANIQUE DES POTEAUX TUBULAIRES REMPLIS DE BETON Le b ton dans la compression est habituellement caract ris avec un rapport de contrainte d formation obtenu des essais de compressibilit standard uni axial Cependant la plupart des l ments de structure en b ton sont s
132. me de pression lat rale de confinement voir la figure 4 4 a Les c t s plats des sections rectangulaires ne soyez pas tr s raide contre la perpendiculaire de pression leur rabot de sorte que seulement le centre et les coins d une section rectangulaire subissent la plus haute pression de confinement voir figure 4 4b 51 CHAPITRE 4 ANALYSE DU COMPORTEMENT MECANIQUE DES POTEAUX TUBULAIRES REMPLIS DE BETON Distribution uniforme de la pression lat rale Haut confinement Bas confinement G a b Figure 4 4 distribution de la pression lat rale de confinement a dans la section circulaire et b dans la section rectangulaire 4 2 2 2 Effet du b ton sur l acier Lorsque le b ton tend prendre de l expansion dans la direction transversale au chargement d l effet de Poisson il engendre des efforts dans l acier qui s oppose cette expansion Le confinement qui est b n fique pour le b ton peut donc se r v ler n faste pour la section d acier Dans le cadre de la plupart des projets de recherches le niveau de confinement que fournit la section d acier au b ton est complexe car il n est pas uniforme variant selon les directions Il d pend galement d un ensemble de param tres pouvant varier selon le niveau de chargement Il n existe donc pas de solution simple pour valuer ce niveau de confinement et son influence sur l acier Les sections creuses circulaires fournissent une quantit significat
133. mixtes les poteaux mixtes et les dalles mixtes avec t le profil e sont utilis s depuis de nombreuses ann es Des hypoth ses simplificatrices sur l interaction entre l acier structurel et la dalle de b ton ont permis de consid rer la construction mixte comme une simple extension de la construction m tallique L application de cette CHAPITRE1 INTRODUCTION A LA CONSTRUCTION MIXTE DES BATIMENTS technologie ayant montr son efficacit des projets de recherche a grande chelle ont d marr a l chelle mondiale en vue d am liorer les connaissances 1 2 Raisons d utiliser des structures mixtes Tout dimensionnement doit non seulement prendre en compte l optimisation de la r sistance aux charges de la raideur et de la ductilit mais galement les aspects architecturaux conomiques de fabrication et d utilisation des poutres dalles et poteaux 1 2 1 Aspects architecturaux Les structures mixtes permettent de nombreuses variations architecturales pour combiner les diff rents types d l ments mixtes En plus de r duire les dimensions des poutres la construction mixte permet e des port es plus importantes e des dalles plus minces e des poteaux plus lanc s et offre une grande flexibilit et de nombreuses possibilit s lors de la conception 1 2 2 Aspects conomiques L int r t conomique des structures mixtes provient de dimensions plus r duites la rigidit plus lev e entra ne des fl ches plus fa
134. mpar l aire du tube m tallique 83 CHAPITRE 5 CALCUL DES POTEAUX MIXTES TUBULAIRES REMPLIS DE BETON SOUS COMPRESSION ET FLEXION COMPRESSION COMBINEES Nplrd KN 220 220 12 5 Nplrd KN 240 240 14 2 L m Abarres 6barres 8barres Abarres 6barres 8barres 1 3900 987 4029 132 4158 491 4714 857 4843 583 4973 476 1 5 3834 018 3958 779 4085 413 4641 705 4767 391 4894 858 2 3763 85 3884 889 4008 592 4566 024 4688 439 4813 346 2 5 3687 784 3804 526 3924 935 4485 431 4604 172 4726 278 3 3602 719 3714 296 3830 864 4397 265 4511 727 4630 663 3 5 3505 005 3610 196 3722 155 4298 448 4407 781 4523 029 4 3390 471 3487 678 3594 014 4185 42 4288 495 4399 367 4 5 3254 88 3342 222 3441 728 4054 269 4149 673 4255 304 5 3095 148 3170 807 3262 263 3901 222 3987 369 4086 766 6 2708 332 2758 56 2831 878 3522 142 3585 89 3670 112 7 2283 389 2313 449 2370 268 3068 033 3109 639 3177 647 8 1893 365 1911 551 1955 99 2606 327 2632 163 2686 365 Tableau 5 15 valeurs de calcul de l effort normal plastique en fonction des dimensions d un poteau carr 5 7 1 7 Influence de la variation du nombre de barre d armatures Variation de la r sistance du poteau mixte en fonction de nombre de barre d armature des deux sections carr s 5500 5000 4500 i 240 240 14 2 4barres lt gt 4000 y 6barres a
135. n so 120 5 550 211200 350 35 64 448 Mpa pots so 120 5 550 211200 350 3372 367 Tableau 5 12 Comparaison des r sultats des travaux de M Mouli et H Khelafi et celles calcul s par le BS et PEC4 N i N KN KN KN Nexp Nas Nexp Neca N8s Neca pot2 1340 1145 13948 1 1703 0 96 0821 73 CHAPITRE 5 CALCUL DES POTEAUX MIXTES TUBULAIRES REMPLIS DE BETON SOUS COMPRESSION ET FLEXION COMPRESSION COMBINEES Figure 5 6 Comparaison entre les essais le code britannique BS et l EC4 1600 1400 1306 1292 82 1200 107 985 1009 96 GNexp KN ON BS KN EN EC4 KN Valeurs de N KN kh o 8 8 8 8 pot pot2 pot3 pot4 Specimens test s et calcul s La figure 5 6 nous montre la diff rence entre les r sultats des travaux de Khelafi et Mouli et celles des deux code le BS5400 et PEC4 Les poteaux potl pot2 sont remplis de b ton normal alors que les deux autres pot3 et pot4 sont remplis de b ton l ger On peut conclure que la m thode EC4 est valable pour le calcul des poteaux mixtes court remplis de b ton l ger 74 CHAPITRE 5 CALCUL DES POTEAUX MIXTES TUBULAIRES REMPLIS DE BETON SOUS COMPRESSION ET FLEXION COMPRESSION COMBINEES 5 7 Etude param trique Dans notre recherche on veut d terminer la r sistance des poteaux mixtes de sections carr es rectangulaires et ci
136. n cons quence le comportement m canique d un poteau rempli de b ton court axialement charg e changera selon la m thode dans laquelle les extr mit s du poteau sont charg es Essentiellement il y a trois m thodes fondamentalement diff rentes d appliquer la charge la section enti re seulement la section du b ton et seulement la section en acier voir la figure 4 6 17 54 CHAPITRE 4 ANALYSE DU COMPORTEMENT MECANIQUE DES POTEAUX TUBULAIRES REMPLIS DE BETON SFE a Figure 4 6 Charge appliqu e a la section enti re b la section b ton et c ala section acier 4 2 3 3 R sistance r siduelle en cas de rupture de cisaillement plane La rupture des poteaux remplis de b ton de haute r sistance est caract ris e par la formation d un plan inclin de rupture de cisaillement s parant le noyau b ton dans deux cales lat ralement retenues par le tube en acier voir la figure 4 7 17 Olar Fa a b Figure 4 7 a mode typique de rupture de cisaillement dans le poteau circulaire remplis de b ton court et b cisaillement id alis mod le plat pour pr voir la charge r siduelle dans le noyau b ton 55 CHAPITRE 4 ANALYSE DU COMPORTEMENT MECANIQUE DES POTEAUX TUBULAIRES REMPLIS DE BETON 4 3 Propri t s m caniques de l acier en traction et en compression La section m tallique est habituellement faite partir de l acier de construction Pour expliqu
137. naire national de g nie civil 20 21 Novembre 2007 34 Belounis R Mimoune M R sistance Des Poteaux Mixtes Acier Beton De Section Rectangulaire Rectangular Composite Columns Sous Chargement Axial 2 Congr s national de g nie m canique 08 09Avril 2008 Abstract The composite columns composed of steel tubes filled with concrete became increasingly popular in structural applications around the world This type of columns can offer many advantages Moreover today the possibility of producing concretes with higher compressive strengths allows the design of the thinner column section which allows a surface on the ground more usable then it is necessary to improve current knowledge of the mechanical behaviour of the columns for a more effective use The principal matters of interest were to study effectiveness of the steel tube by confining the core concrete and of various means of application of load to the column To carry out this lot of the experiments and the analyses of finite element were employed in association The composite columns are subjected primarily to compressive forces and at the bending moments Their behaviour is very complex because of the contribution of two materials steel and concrete The objective of this work is to determine the resistance of the composite columns filled with concrete subjected to the various axial stresses and to determine its bearing capacity The study was limited to the com
138. normal KN Moment fl chisant KN m ABAQUE N 15 135 ANNEXE A ABAQUES DE CALCUL Dimenssions de la section Courbe Classe de r sistance d 273mm du b ton t 5 6 mm 1 C20 25 Nuance d acier S275 2 C25 30 fy 275MPa 3 C30 37 Ea 210000MPa 4 C35 45 Acier d armature 5 C40 50 fsk 400MPa 6 C45 50 As 4 6 16 t 7 C50 60 Gi ak Z Abaque de calcul de la r sistance des profils creux circulaires R sistance plastique KN 2 3 4 j 6 1 Longueur de flambement m ABAQUE N 16 136 ANNEXE A ABAQUES DE CALCUL Dimenssions de la section Courbe Classe de r sistance d 273mm du b ton t 5 6 mm 1 C20 25 Nuance d acier S275 2 C25 30 fy 275MPa 3 C30 37 Ea 210000MPa 4 C35 45 Acier d armature 5 C40 50 fsk 400MPa t 6 C45 50 As 60 16 7 C50 60 d lt Abaque de calcul de la r sistance des profils creux circulaires R sistance plastique KN Y 2 3 4 j 6 1 Longueur de flambement m ABAQUE N 17 137 ANNEXE A ABAQUES DE CALCUL Dimenssions de la section Courbe Classe de r sistance d 273mm du b ton t 5 6 mm 1 C20 25 Nuance d acier S275 2 C25 30 fy 275MPa 3 C30 37 Ea 210000MPa 4 C35 45 Acier d armature 5 C40 50 fsk 400MPa 6 C45 50 As 8 0 12 t 7 C50 60 d lt Ji y v Z Abaque de l
139. nt quand les d placements relatifs sont petits et a une force maximum d environ 0 1 MPa On a constat que sa contribution pour transf rer des efforts de cisaillement peuvent tre n glig s pour les poteaux mixtes puisque l effort d adh rence est exc d une valeur de glissade moins de 0 01 millim tres En outre le r tr cissement du noyau b ton a un effet nuisible sur le d veloppement des efforts d adh rence Le d veloppement de l adh rence d pend de la combinaison du r tr cissement et du d placement radial du tube en acier d la pression du b ton humide pendant le b ti Pour r aliser le plein effet de l adh rence la pression doit 57 CHAPITRE 4 ANALYSE DU COMPORTEMENT MECANIQUE DES POTEAUX TUBULAIRES REMPLIS DE BETON persister l interface apr s le r tr cissement est accompli Cependant ceci exige les hautes pressions il est peu susceptible de se produire que dans la plupart des conditions pratiques le r tr cissement dominera et l adh rence sera r duite significativement 4 4 2 Contact d interface Le contact d interface ou microlocking se relie la rugosit ext rieure du tube en acier Ce m canisme de transfert de cisaillement r sulte d un contact m canique entre le b ton et les irr gularit s ext rieures de l acier Cependant le m canisme sera seulement d importance quand les deux surfaces sont attach es ensemble autrement il y a une tendance pour les deux surfaces s par
140. ogramme de calcul de la r sistance des poteaux mixtes remplis de b ton a t v rifi d abord avec un calcul manuel sur un exemple de poteau puis en menant une confrontation entre les r sultats de calcul th oriques obtenus et les r sultats exp rimentaux issus de la litt rature I faut remarquer que l tude exp rimentale qui a servi cette confrontation est celle de Khandakar M et Anwar H 9 les poteaux mixtes sont constitu s de sections creuses rectangulaires et carr es Tableau 5 5 Caract ristiques m caniques et g om triques des poteaux pot 50 5o 16 275 21 800 po 50 so 16 275 18 900 10 5o 23 3 21 s0 3 75 1 00 75 18 75 21 800 75 18 50 21 800 pots 100 5o 23 375 18 90 pots 100 10 32 360 21 800 0 1 6 0 1 6 100 50 2 3 50 23 2 Tableau 5 6 caract ristiques g om triques et m caniques des sections droites des poteaux test s par Khandakar M et Anwar H et calcul s Nplrd Npird anal N exp N c exp KN KN cal al 8 l 31 3 ie 4 3 1 091493 1 101036 Moy Nexp Ncal 1 140772926 68 CHAPITRE 5 CALCUL DES POTEAUX MIXTES TUBULAIRES REMPLIS DE BETON SOUS COMPRESSION ET FLEXION COMPRESSION COMBINEES Figure 5 2 Confrontation des r sultats num riques avec les r sultats de Khandakar M et Anwar H 800 z
141. omis Habituellement aux fins de calcul on substitue la courbe continue d interaction M N le contour polygonal AECDB ou encore plus simplement le contour ACDB de la Figure 2 2 2 2 4 2 Amplification de second ordre des moments de flexion Il est n cessaire de consid rer les effets locaux du second ordre g om trique au niveau du poteau savoir l amplification des moments de premier ordre existant dans le poteau suite l augmentation de l excentricit avec laquelle l effort axial agit Ceux ci peuvent toutefois tre n glig s lors de la v rification des poteaux isol s d ossatures rigides si N N lt 0 1 ou Si X lt 0 2 2 r ou rest le rapport des moments de flexion existant aux extr mit s du poteau lt r lt 1 Les effets du second ordre sur le comportement d un poteau isol faisant partie d une ossature rigide peuvent tre pris en compte de mani re approch e en appliquant au moment maximum de calcul de premier ordre Msale facteur multiplicateur k donn ci apr s B oP sig 2 15 1 Ngq Ner 20 CHAPITRE CALCUL DES POTEAUX MIXTES SELON L EC4 Dans laquelle B 0 66 0 44r pour un poteau soumis des moments d extr mit B 1 0 lorsque la flexion r sulte de charges transversales sur le poteau En pr sence de l action conjointe de charges transversales et de moments d extr mit B ne pourra jamais tre pris inf rieur 1 0 moins d tre valu de mani re plus
142. oumis un tat multiaxial de contrainte Un tat uni axial de contrainte repr sente seulement un nombre infini de conditions de contrainte multiaxial pour lequel un l ment de b ton dans une structure peut tre soumis dans toute l histoire de chargement de la structure On l a not qu une petite pression de confinement d environ 10 de la r sistance uni axiale d un cylindre la compression tait suffisante pour augmenter la capacit portante du sp cimen pas moins de 50 D autre part un petit effort de traction lat ral d environ 5 de la r sistance uni axiale la compression tait suffisant pour r duire la capacit par la m me quantit Richart et autres 1928 taient les premiers pour observer que le b ton confin montr une augmentation consid rable de la r sistance maximale la compression une rigidit accrue et une d formation prolong e laquelle la d formation max a t atteinte Le b ton peut soutenir une grande d formation sans une r duction substantielle de la capacit portante et choue graduellement d une mani re mall able Le nombre d tudes exp rimentales et th oriques sur le b ton de r sistance normale soumis des tats multiaxial d effort ont t ex cut s par exemple par Richart et autres 1928 moulins et Zimmerman 1970 Pantazopoulou 1995 20 21 22 Les sections circulaires peuvent d velopper une tension circulaire efficace pour fournir une distribution unifor
143. parois le confinement du b ton et la r sistance de la section transversale sous chargement Les r sultats de calcul ont t obtenus par un calcul num rique moyennement le logiciel de programmation FOTRAN Mots cl s poteaux mixtes ductilit rigidit lancement confinement tube II
144. posite columns of rectangular square and circular hollow section filled with concrete while being based on the effect of several factors such as the twinge of the column the thickness of the walls the confinement of the concrete and the resistance of the cross section under loading The computation results were obtained by a numerical calculation fairly the software of programming FOTRAN Key words composite columns ductility rigidity twinge confinement tube Il TIESA Al au ASL iioall Cd Galil oy a all Lis all 83 4e YI Bac Yi alall dos AGH LILY i gece ay is JS pui ce RE er 8 S Cl ue ua pas Cy Se Ne au il amp ast il A gerd avais 3 gran Alle Abe LA Cl salt lu Si ee eN ed aglari 5 5S yay ole chu Aile AS JL be e All l bull ALAN Au ja Ga of SM Au sil Jill cA SM GLa AM paa otal Gs gil Atle ta gaal le A goal gibi Sila aliia g Breed paid CUS 4 a aide gene CilariuleiAa rail Bac U eG je y Abell fall A Soi ya i AS yall bac Al JAI 5 ball ile Lanlise ia a ales agS ghu AMadll AS yall 83 eV a ia l aii g Jall lbw Cra a lao dual g cA Ali all 43 sn all Col 5 9 A Axis Addl Alu SIL Aie JS AS yall Bac le babe GAS al JA Uglies satel Lis Jal ge bac cle SN aca pAlb liall 44 pila g e ja Laj ou yall ahid a lac g Atlan Al Quire el ral Larger Al gas JI Os eck y Sheed ub Gy les a Goes ls all il 5 cual colo de SN Ai 9 pall 6448 pall 8340 Y Anar cit iQ Ki gail R su
145. pr cise 2 2 5 R sistance d un poteau mixte sous compression accompagn e de flexion mono axiale Le principe du calcul suivant l EC4 de la r sistance d un membre soumis la fois un moment de flexion uni axial et un effort normal est repr sent sch matiquement la figure 2 4 qui est une version norm e du diagramme d interaction caract risant la r sistance d une section Pour un effort de compression Nsa le moment plastique r sistant Mpg qui est une fraction 4 de la pleine r sistance plastique M ra est d fini l aide de la courbe d interaction N Npl Rd Courbe d interaction pour la section transversale Xd Nsa Noi Ra Valeur limite Msa Moi Ra W 0 9u a Mad Moi ha 0 1 0 M Mpi na Figure 2 4 R sistance du poteau sous compression axiale et flexion uni axiale Le moment de calcul Msa est le moment maximum s exer ant sur le poteau et prenant en compte toute augmentation due aux imperfections du poteau ainsi que l amplification des moments de premier ordre par les effets de second ordre P 4 Sous une charge axiale de calcul Nsa un poteau mixte pr sente suffisamment de r sistance si M sa 0 944M pira 2 17 La r duction de 10 op r e par l introduction du facteur 0 9 tient compte des simplifications qui sont sous jacentes la m thode de calcul Ainsi la courbe d interaction a t tablie 21 CHAPITRE CALCUL DES POTEAUX MIXTES SELON L EC4 ind pendamment
146. r place de mani re pouvoir assembler les membres de mani re pratique L utilisation de poteaux mixtes devient beaucoup plus int ressante lorsque la n cessit de disposer de poteaux hautement r sistants pr sentant un encombrement minimal ainsi qu une r sistance au feu propre lev e devient plus importante que le prix de base de l ossature Pour ces raisons bien qu il soit peu vraisemblable que les poteaux mixtes deviennent d un usage courant ceux ci seront probablement de plus en plus pr sents pour supporter les planchers de grande port e plus pratiques des centres commerciaux et des b timents de grande taille que dans des situations tr s particuli res tel que par exemple les poteaux de coin soumis des moments de flexion bi axiaux lev s 24 CHAPITRE 3 ETUDE BIBLIOGRAFIQUE ETUDE BIBLIOGRAPHIQUE 3 1 Introduction Deux types de poteaux mixtes ceux avec la section en acier enrob e de b ton et ceux avec la section en acier remplie de b ton sont g n ralement employ s dans les b timents Les poteaux mixtes en acier remplis de b ton sont devenues la forme pr f r e pour beaucoup de structures en raison de leur utilisation tr s avantageuse Les poteaux tubulaires en acier remplis de b ton ont t employ s pour plusieurs types de structures piliers de pont sujet l impact du trafic poteaux pour soutenir les r servoirs de stockage plates formes des chemins de fer poteaux dans les gratte ciel et comme piles
147. r r sultat des conomies significatives dans la structure globale d un projet de construction INTRODUCTION GENERALE 2 Objectif Le but principal de ce travail est de d terminer la r sistance des poteaux tubulaires en acier remplis de b ton Afin de r aliser ceci des travaux exp rimentaux et des analyses non lin aires par l ments finis ont t employ s pour les comparer avec la r sistance th orique du poteau mixte issue du calcul num rique par le programme d velopp En l ensemble ils peuvent devenir un outil tr s puissant en gagnant une meilleure compr hension de la r sistance des poteaux mixtes La partie principale du travail est pr vue pour clarifier la performance des colonnes mixtes acier b ton comment les mat riaux agissent comme un corps solidaris en donnant une r sistance plus lev e que celles des mat riaux de composition chacun dans son domaine Ce m moire traite seulement les sections en acier creuses rectangulaires carr s et circulaires remplies de b ton 3 Organisation du m moire Ce m moire se compose d une partie d introduction g n rale et de cinq chapitres suivit de conclusions et recommandations Le Chapitre 1 donne les informations g n rales sur la construction mixte ces avantages et ces inconv nients dans le domaine du b timent alors que le 2 Chapitre traite la m thode simplifi e du calcul des poteaux mixtes propos e par l EC4 Le Chapitre 3 est
148. ra plus de possibilit de r sister en augmentant la nuance d acier du tube il devient plus r sistant aux moments de flexion appliqu s parce qu il augment d lasticit 5 7 3 4 L effet de la quantit d armature et la nuance d acier de construction Le tableau 5 29 donne les r sultats du calcul num rique du poteau mixte en variant deux facteurs la fois la nuance d acier de construction et la pr sence des armatures longitudinales dans le poteau As 0 As 8T10 275 235 275 355 Ny KN My KNm Ny KN My KNm Ny KN My KNm Ny KN My KNm Point A 4176 6 0 3871 4 0 4365 7 0 4968 3 0 Point C 2084 2 323 2 2084 2 279 8 2067 4 348 4 2067 4 428 5 Point D 1042 1 361 3 1042 1 321 3 1033 7 383 3 1033 7 463 2 Point B 0 323 2 0 279 8 0 348 4 0 428 5 Tableau 5 29 valeurs de calcul des points de la courbe d interaction en fonction de la quantit d armature et de la nuance d acier de construction 102 CHAPITRE 5 CALCUL DES POTEAUX MIXTES TUBULAIRES REMPLIS DE BETON SOUS COMPRESSION ET FLEXION COMPRESSION COMBINEES influence de la nuance d acier et les armature longitudinales 6000 5000 4000 Z x 5355 E S275 5 3000 4 5235 z lt S275 As 0 3 2000 1000 1033 7 0 0 50 100 150 200 250 300 350 400 450 500 moment KNm
149. raction est tabli Marinopoulou Balopoulos et Kalfas 27 ont travaill s sur les sections mixtes partiellement enrob s ils ont pr sente une m thode pour simuler les colonnes mixtes acier 29 CHAPITRE 3 ETUDE BIBLIOGRAFIQUE b ton des sections transversales doublement sym triques et partiellement enrob es comme colonnes en acier quivalentes de section transversale factice pour les buts de l analyse lastique lin aire Les derniers comprennent la section transversale en acier r elle et deux paires suppl mentaires de plaques une perpendiculaire l encha nement mi hauteur et une perpendiculaire aux ailes horizontales mi largeur Les dimensions de plaque sont choisies pour assortir la r sistance la compression et la rigidit la flexion principale de la section mixte Les r sultats d quivalence de section dans trois quations alg briques pour les dimensions des plaques suppl mentaires en termes de g om trie de la section r elle et propri t s de mat riaux acier b ton et des barres d armature Ces quations sont r solues sous la forme ferm e en n gligeant une petite contribution la rigidit de l axe principal La m thode propos e combine l exactitude l efficacit et la convenance elle tire profit largement du logiciel disponible pour la structure m tallique lastique lin aire l analyse et obvie au besoin de simulation d l ment fini 3 5 Effets de l lancement Le moment
150. rculaires remplies de b ton sous chargement axial en variant plusieurs param tres pour estimer l influence de ces derniers sur le comportement des poteaux en g n rale pour cela on a men une tude param trique cette derni re a pris en compte l effet du tube en acier la r sistance caract ristique du b ton de remplissage la limite lastique de l acier des armatures des dimensions du tube la nuance d acier et d autres param tres que nous allons les expliquer sur les courbes ci dessous Pour toute l tude on a pris les valeurs suivantes Es Ea 210000MPa fsk 400Mpa fy 275Mpa Ecm 35000Mpa fck 40MPa 5 7 1 Poteau de section rectangulaire et carr e sollicit en compression axiale Dans cette partie on a tudi l influence des param tres sur la r sistance des poteaux mixtes rectangulaires et carr s en variant la longueur du flambement 5 7 1 1 L effort normal critique Le tableau ci dessus repr sente la variation de la charge lastique critique des poteaux mixtes en fonction de la longueur de flambement Ner KN section rectangulaire section carr e L m Nery 250x350 Nerz 250x350 Ner 350x350 Ncr 250x250 ry Ner 1 5 2 2 5 3 3 5 4 4 5 5 7 15 2236368 126175 5 294918 3 o657208 2 1257967 709737 165891 6 543223 25 8050926 4542317 106170 6 3476627 3 5590921 31543 87 7372958 2414324 35 4
151. s Les poteaux mixtes calcul s sont surtout influenc s par des param tres tels que Les caract ristiques g om triques de la section transversale largeur hauteur et l paisseur de la section du tube en acier ainsi que les caract ristiques m caniques des mat riaux utilis s Le calcul num rique a tr s bien repr sent s les r sultats exp rimentaux des poteaux mixtes obtenus de la litt rature scientifique Le programme semble donc valable pour repr senter un calcul efficace pour les poteaux mixtes de section tubulaires remplis de b ton L tude param trique nous a permis de mettre la disposition des concepteurs des abaques de calcul et de pr dimensionnement des poteaux mixtes tubulaires remplis de b ton Ce programme doit s tendre pour fournir l aide l ing nieur pour le calcul la r sistance se d velopper d un simple programme de calcul un programme de recherche qui traite les lois d coulement des mat riaux de la section mixte 119 CONCLUSION GENERALE Au terme de ce travail on peut dire que l tude des poteaux mixtes doit tre am liorer et compl t e par une s rie d essais statiques afin de comprendre le v ritable comportement des poteaux mixtes diff rentes phases de chargement un d veloppement de mod le analytique ou num rique qui servira de base une mise au point de formulation capable de simuler le comportement des poteaux mixtes dans le cas g n ral
152. s il n est toutefois tenu compte au maximum que de 6 de l aire de b ton pour le calcul de la r sistance de la section mixte 2 2 3 Poteaux mixtes soumis compression axiale 2 2 3 1 R sistance de la section La r sistance en section vis vis d une charge axiale de compression est obtenue en additionnant les r sistances plastiques des l ments constitutifs de cette section suivant les formules suivantes Pour les sections enrob es de b ton N ra Aa JA A 085 A fa 2 1 Ma Ys Pour les sections creuses remplies de b ton N pra 2 A fer E A Ja 2 2 Ma Ve Vs Ag Ac et As sont les aires respectives de la section transversale de la section en acier du b ton et de l armature Le confinement du b ton remplissant un profil creux quelle que soit la forme de celui ci est source d une augmentation de la r sistance du b ton celle ci est prise en compte en rempla ant la valeur 0 85 fx par fer Pour une section creuse circulaire remplie de b ton une autre augmentation de r sistance la compression provient du frettage du poteau de b ton Elle n est effective que si le profil creux en acier est circulaire et suffisamment rigide pour s opposer efficacement au gonflement du b ton comprim sous l effet de la compression axiale Cette augmentation de r sistance ne peut donc tre utilis e dans les calculs que lorsque l lancement r duit du poteau mixte constitu d un tube circulaire rempli de
153. s deux premiers m canismes repr sentent respectivement un comportement global et local du poteau Le troisi me m canisme n est obtenu que pour des poteaux courts et trapus 43 CHAPITRE 4 ANALYSE DU COMPORTEMENT MECANIQUE DES POTEAUX TUBULAIRES REMPLIS DE BETON 4 2 1 1 Flambement du poteau Le flambement est un ph nom ne global qui appara t sur l ensemble du poteau et non a un endroit localis comme le voilement Il est caract ris par un d placement hors plan de l ensemble de la section Il est influenc par les caract ristiques globales du poteau telles que la rigidit de la section la hauteur et les conditions de retenue aux appuis La contrainte de flambement critique th orique associ e a un poteau parfaitement droit ne comportant ni contraintes r siduelles ni d fauts de rectitude en compression pure on classifie le flambement en deux cat gories soit le flambement lastique et le flambement in lastique Le flambement est qualifi d lastique lorsqu il ne se produit aucune plastification du poteau avant sa rupture Ceci survient lorsque la contrainte critique de flambement est inf rieure la limite lastique de l acier moins l amplitude des contraintes r siduelles de compression Dans ce cas le flambement n est pas fonction de la limite lastique de L acier mais de l lancement du poteau ainsi que du module d lasticit de l acier Ce type de flambement ne survient que pour des poteaux tr s lanc s Le
154. s sans protection des semelles mais avec un enrobage de b ton arm entre les semelles Ce b ton ne sert pas uniquement maintenir des temp ratures relativement basses dans la semelle sup rieure et dans l me mais galement apporter de la r sistance flexionnelle compensant la perte de r sistance de la semelle inf rieure port e haute Temp rature 1 2 4 Equipements et utilisation flexible du b timent Les structures mixtes s adaptent ais ment aux modifications susceptibles de se produire durant la vie d un b timent Cela est particuli rement le cas lorsque la dalle est en pr sence de structures en portiques Il est alors toujours possible de cr er une nouvelle cage d escalier entre deux planchers en ajoutant simplement les poutres de renvoi n cessaires Les volutions r centes dans les technologies informatiques de communication et d information ont montr l importance d tre capable de modifier rapidement l organisation des quipements d un b timent De plus dans les b timents commerciaux ou en co propri t il doit tre possible de modifier les quipements sans occasionner d inconv nient aux autres occupants Pour r soudre ces probl mes les ing nieurs doivent choisir entre plusieurs solutions Il y a g n ralement trois mani res d installer les quipements e dans les faux plafonds e dans un faux plancher e des caissons situ s le long des murs L espace entre la retomb e et la semelle inf rieure d
155. ssion 25 36 au point C et D pour le moment r sistant l augmentation est 6 63 au points B et C et 5 46 au point D 5 8 Int r t d utilisation des poteaux mixtes acier b ton A fin de montrer les performances des poteaux mixtes acier b ton nous allons pr senter une tude comparative entre les poteaux mixtes les poteaux en b ton arm et les poteaux m talliques Pour cela nous avons pris des poteaux de section rectangulaire de section 350x250 de longueur 3 4 6 et 8m poteauen poteau mixte poteau b ton L m arm As 8T10 As 0 m tallique 3 1851 37 3125 5 2928 3 2038 1 4 1362 7 3017 7 2830 5 2023 2 6 872 63 2711 6 2555 7 1993 3 8 2231 9 2124 2 1952 5 Tableau 5 34 valeurs de calcul des r sistance de diff rents types de poteau 3500 3000 2500 Nr s KN 1500 2000 S lt jp 1000 500 L m poteau en b ton arm poteau mixte arm poteau mixte non arm gt poteau m tallique Figure 5 32 r sistance des diff rents types de poteaux Pour le calcul effectu sur les poteaux en b ton arm on a pris des armatures de limite lastique 400MPa et un b ton r sistance caract ristique 40MPa la section d armatures 108 CHAPITRE 5 CALCUL DES POTEAUX MIXTES TUBULAIRES REMPLIS DE BETON SOUS COMPRESSION ET FLEXION COMPRESSION COMBINEES
156. stinguer deux types de poteaux mixtes figurel 1 e les poteaux enrob s de b ton que ce soit totalement ou partiellement e les poteaux remplis de b ton CHAPITRE1 INTRODUCTION A LA CONSTRUCTION MIXTE DES BATIMENTS LOGE lt m z T T p Figure 1 1 Exemples de poteaux mixtes 1 4 Mat riaux utilis s dans un l ment mixte Pour r aliser les diff rents l ments structuraux mixtes on utilise g n ralement quatre mat riaux de base e L acier de construction e L acier d armature ou de renfort e Les t les profil es en acier e Le b ton Ces mat riaux sont d crits dans diff rents codes Certaines exigences essentielles sont abord es galement dans des r glements comme les Eurocodes EC2 EC3 EC4 1 5 Comparaison avec d autres m thodes Pour pouvoir user des effets de synergie et profiter des avantages disponibles possibles il est n cessaire d utiliser des l ments mixtes les l ments mixtes pr sentant une rigidit et une capacit de charge plus grandes qu un l ment m tallique pr sentant les m mes dimensions CHAPITRE1 INTRODUCTION A LA CONSTRUCTION MIXTE DES BATIMENTS 1 6 Conclusions La construction mixte est populaire pour les batiments et les ponts a causes des aspects suivants e Economie e Architecture e Fonctionnalit e Equipements et utilisation flexible du b timent e Assemblage Cependant l utilisation de la construction mixte devrait se renforcer pour prendre un
157. teau Sous Compression Axiale Et Flexion Uni Axiale 21 Figure 2 5 R sistance Du Poteau Sous Compression Et Flexion Bi Axiale 23 Figure 3 1 Modes De Ruptures Des Sp cimens Des Poteaux Mixtes De Section Carr BUC ireulaire miserere M a EA eE E A EA EOR TA dents cut 34 Figure 3 2 Modes De Rupture Des Poteaux Mixtes Tubulaires Remplis De B ton 35 Figure 3 3 Modes De Voilement Local Des Parois De A Section M tallique B Section Mixteci enire a e e aa e UP sn she sn i 35 Figure 3 4 Types De Poteaux Mixtes Avec Raidisseurs Longitudinaux 39 Figure 3 5 D tail Des Poteaux Mixtes De Section A Barres Crois es 40 Figure 3 6 Section Droite Des Poteaux Mixtes En Double Peaux 41 Figure 3 7 Sections Droites Des Poteaux M talliques En I Ou En H Enrob s De B ton 41 Figure 4 1 Courbes De Flambement Des Poteaux sssssssssrrrserersesrrssrrererrersseere 45 Figure 4 2 Courbes Contraintes D formations D un B ton Confin Et Non Confin 50 Figure 4 3 B ton Efficacement Confin Pour Les Poteaux En B ton Arm Par Convention Et Poteaux Mixtes Remplis De B ton 50 Figure 4 4 Distribution De La Pression Lat rale De Confinement A Dans La Section Circulaire Et B Dans La Section Rectangulaire 52 Figure 4 5 Effets De Liaison Dus A A La Co
158. ton de r sistance 40MPa 110 CHAPITRE 5 CALCUL DES POTEAUX MIXTES TUBULAIRES REMPLIS DE BETON SOUS COMPRESSION ET FLEXION COMPRESSION COMBINEES 5 9 Abaques de calcul de la r sistance des poteaux mixtes L tude param trique que nous avons fait sur la r sistance des poteaux mixtes de section rectangulaire carr e et m me circulaire nous permis la fin de cette tude de r sumer nos travaux sur les poteaux mixtes par des abaques de calcul qui pourront tre un aide a l ing nieur de g nie civil pour le calcul de la construction mixte et plus pr cis ment l l ment poteau mixte de section creuse remplis de b ton comme il aura la possibilit d utiliser le programme directement pour le calcul Le choix des caract ristiques g om triques et des caract ristiques des mat riaux a t fait pour obtenir un nombre limite d abaques mais contenant le maximum d information sur le poteau mixte pour cela on a d velopp des abaques des trois sections cit es dans la partie bibliographique la section carr e rectangulaire et circulaire on avari les conditions de chargement charge axiale centr e et moment de flexion on m me tudi les sections arm es avec 4 barres 6 barres et 8 barres d armature longitudinale et non arm es Le programme que nous avons d velopp nous a permis d laborer des abaques de calcul de la r sistance du poteau mixte tubulaire de section carr e rectangulaire et
159. traintes r siduelles Le flambement devient ainsi in lastique a partir d une contrainte 44 CHAPITRE 4 ANALYSE DU COMPORTEMENT MECANIQUE DES correspondant POTEAUX TUBULAIRES REMPLIS DE BETON la contrainte lastique de l acier auquel on soustrait la valeur de l amplitude des contraintes r siduelles en compression La figure 4 1 pr sente les courbes contraintes axiales fl che mi port e d un poteau parfaitement droit dans le domaine de flambement lastique et d un autre poteau r el comportant des d fauts de rectitude et des contraintes r siduelles pour qui le flambement devient in lastique La figure 4 2 pr sente les courbes contraintes axiales fl che mi port e dans le domaine de flambement in lastique d un poteau parfaitement droit avec contraintes r siduelles et d un poteau r el comportant des d fauts de rectitude et des contraintes r siduelles o ClA F Ce Poteau parfaitement droit Perte de r sistance due aux d fauts de rectinide Zone de c flambement lastique v L 2 v L 2 a dans le domaine lastique Poteau parfaitement droit v L 2 b le domaine in lastique Figure 4 1 Courbes de flambement des poteaux 15 45 CHAPITRE 4 ANALYSE DU COMPORTEMENT MECANIQUE DES POTEAUX TUBULAIRES REMPLIS DE BETON 4 2 1 2 quation de calcul pour le flambement L approche de conception de l EC4 pour le flambement d un poteau est l
160. ue le transfert de charge soit complet 25 CHAPITRE 3 ETUDE BIBLIOGRAFIQUE 3 2 1 Diagramme d interaction Quand un poteau mixte court est soumis une petite charge axiale la section compos e est capable de soutenir un moment de flexion inf rieur son moment ultime de r sistance c est semblable l effet d une force de pr contrainte sur la section de b ton arm Si la force axiale et le moment de flexion sont ind pendamment appliqu s la section compos e il convient de noter que le d placement de la charge axiale d stabilise la section quand le point correspondant sur le diagramme d interaction chute en dehors de l enveloppe de la rupture 3 2 2 El ments axialement charg La r sistance plastique de la section transversale d un poteau mixte avec un chargement concentr est donn par Notra Adfyat A fcatAgsa 3 1 Dont Aa Ac et Aca sont respectivement les sections de l acier de construction de b ton et des armatures dans la direction axiale fa fea et fsa Sont respectivement les r sistances caract ristiques de conception des mat riaux correspondants Une augmentation de la r sistance du b ton est obtenue pour les tubes circulaires courts en acier remplis de b ton mais pas pour les poteaux court construit des tubes en acier creux carr s ou rectangulaires remplis de b ton probablement parce que le b ton est soumis a un tat d effort complexe tridimensionnel 3 3 Poteaux lanc s
161. ui des poteaux tubulaires remplis de b ton cause des contraintes de confinement fournit par les profil s m tallique a la section du b ton 3 12 Conclusion Des progr s consid rables ont t accomplis pendant les deux derni res d cennies dans la recherche des poteaux mixtes acier b ton une petite partie de l information disponible a t r capitul en ce chapitre On a cit presque tous les facteurs influant le comportement des poteaux mixtes sous chargement axial et sous flexion en commen ant par le param tre le plus important l lancement du poteaux par la suite les caract ristique g om triques de la section droite les conditions de chargement et les mat riaux utilis s pour la mixit de la section on t galement pris en compte et d autres param tres On a conclu que le secteur de la construction en l ments mixtes est tr s vaste qu on peut am liorer n importe quelle propri t s en jouant sur les dimensions de la section droite ainsi que les mat riaux utilis s comme tube et comme remplissage 42 CHAPITRE 3 ETUDE BIBLIOGRAFIQUE 43 CHAPITRE 4 ANALYSE DU COMPORTEMENT MECANIQUE DES POTEAUX TUBULAIRES REMPLIS DE BETON ANALYSE DU COMPORTEMENT MECANIQUE DES POTEAUX TUBULAIRES REMPLIS DE BETON 4 1 Introduction Les colonnes mixtes sont habituellement class es par cat gorie comme courtes ou minces Ces limites ne r f rent pas l aspect physique ou au rapport des
162. ui r sulte des d formations globales compatibles imposantes Le m canisme de liaison signifie que la charge est transf r e entre le noyau b ton et le tube en acier parce qu ils sont li s ensemble par des d formations globales compatibles imposantes La courbure et les variations de la forme du tube en acier peuvent tre d finies 53 CHAPITRE 4 ANALYSE DU COMPORTEMENT MECANIQUE DES POTEAUX TUBULAIRES REMPLIS DE BETON comme m canismes de liaison voir figure 4 5 Cet effet obligatoire est une fonction de la charge de la courbure et de la longueur du poteau et le mouvement relatif du b ton en ce qui concerne l acier L effet de ce m canisme diminue pendant que la longueur de colonne devient plus courte et augmente quand l excentricit des charges appliqu es augmente Ce m canisme est le m canisme dominant de transfert de charge pour les membres de poteaux ont soumis ou un tat de flexion pure 22 Figure 4 5 Effets de liaison dus a la courbure et b aux variations de la forme du tube en acier c Micro interlocking d aux irr gularit s ext rieures 4 2 3 2 Implication de l application de la charge pour le comportement m canique Comme indiqu dans la section ant rieure l efficacit de confinement passif d pend de la diff rence dans l expansion lat rale du tube en acier et du noyau b ton Cette expansion est reli e la r partition de la charge entre le tube en acier et le noyau b ton E
163. une poutre mixte constitue une zone id ale dans laquelle les quipements peuvent tre install s 1 2 5 Assemblage Les planchers mixtes sont maintenant la solution privil gi e pour une grande vari t de structures car ils offrent aux concepteurs et aux clients les avantages suivants CHAPITRE1 INTRODUCTION A LA CONSTRUCTION MIXTE DES BATIMENTS e Plate forme de travail Avant le b tonnage la t le profil e constitue une plate forme de travail s re et qui permet d acc l rer le processus de construction d autres l ments e Coffrage permanent La t le profil e porte de poutre poutre et sert de coffrage permanent au b ton tel que g n ralement des tais provisoires ne sont pas n cessaires La t le profil e est galement une barri re efficace la vapeur La retomb e de la poutre reste propre apr s le b tonnage et l utilisation de t les peintes peut donner un bon aspect au plafond mais la peinture peut causer des difficult s en cas de soudage des goujons travers la t le e Armatures La section d acier du profil m tallique est g n ralement suffisante pour r sister au moment de flexion positif Des armatures suppl mentaires peuvent tre pr sentes dans la dalle pour r sister au retrait aux mouvements dus la temp rature ou afin d assurer une continuit aux appuis moment n gatifs L action mixte est obtenue gr ce la forme du profil ou l aide de moyens m caniques tel que des
164. ural loading Journal of Constructional Steel Research 61 2005 423 452 5 Kefeng T John M N Xincheng P Mechanical properties of high strength concrete filled steel tubular columns Partl Concentrically loaded ACI Journal 22 April 2003 6 Zhong T Lin Hai H Zhi Bin Wang Experimental behaviour of stiffened concrete filled thin walled hollow structural HSS stub column Journal of Constructional Steel Research 61 2005 962 983 7 M Mouli H Khelafi Strength of short composite rectangular hollow section columns filled with lightweight aggregate concrete Engineering Structures 2006 doi 10 1016 4 engstruct 2006 10 00 8 Dalin Liu Tests on high strength rectangular concrete filled steel hollow section stub columns Journal of Constructional Steel Research 61 2005 902 911 9 Muhammad Naseem Baig FAN Jiansheng NIE Jianguo Strength of Concrete Filled Steel Tubular Columns ISSN 1007 0214 05 15 pp657 666 Volume 11 Number 6 December 2006 10 Khandaker M Anwra Hossain Axial load behaviour of thin walled composite columns Composites part B 34 2003 715 725 11 T Yu Y L Wong J G Teng and S L Dong Structural Behaviour of Hybrid FRP Concrete Steel Double Skin Tubular Columns The Hong Kong Polytechnic University Project No 1 ZE06 the National Science Foundation of China Project No 50329802 12 S Ramana Gopal P Devadas Manoharan Experimental beha
165. urbure Et B Aux Variations De La Forme Du Tube En Acier C Micro Interlocking Da Aux Irr gularit s Ext rieures 54 Figure 4 6 Charge Appliqu e A A La Section Enti re B A La Section B ton t O A La Section ACi ia rene sei bad datant eds ea cee ees ch daa Fa he ieee le is 55 Figure 4 7 A Mode Typique De Rupture De Cisaillement Dans Le Poteau Circulaire Remplis De B ton Court Et B Cisaillement Id alis Mod le Plat Pour Pr voir La Charge R siduelle Dans Le Noyau B ton 55 Figure 4 8 Courbe Contrainte D formation Des Aciers 56 Figure 4 9 M canisme De Transfert De Cisaillement 57 Figure 4 10 Transfert De Cisaillement Entre Le Tube En Acier Et Le Noyau B ton 59 Figure 5 1 Sections Creuses Carr es Et Rectangulaires Remplies De B ton 65 Figure 5 2 Confrontation Des R sultats Num riques Avec Les R sultats De Khandakar M Et Anwar H 69 Figure 5 3 Effet De L lancement69 Figure 5 4 Confrontation Des Resultants Num rique du Programme Avec Les Resultants De Dalin mises nella hont trempe tint 71 Figure 5 5 Comparaison Avec Le Code As4100 2 13 Figure 5 6 Comparaison Entre Les Essais Le Code Britannique Bs Et L EC4 74 Figure 5 7 L effort Normal
166. urs des m me points suivant l axe zz le moment r sistant a augment d un pourcentage de 3 42 et le contraire pour le point D la diminution du moment est 1 46 alors que l effort normal r sistant est le m me pour tous les points d interaction 5 7 4 2 l effet de la longueur de flambement du poteau r sistance la compression et la flexion combin es Le tableau 5 32 nous donne l influence de la longueur du poteau mixte sur sa L 6m L 4 5m M KNm N KN M KNm N KN Point A 0 4066 5 0 4481 7 Point C 288 3 2422 2 300 3 2410 6 Point D 365 9 1211 1 387 9 1205 3 Point B 288 3 0 300 3 0 Tableau 5 32 valeurs de calcul des points de la courbe d interaction en fonction de la Nplrd N 5000 4500 4000 3500 3000 2500 2000 1500 1000 500 longueur d un poteau circulaire Interaction M N L 6m E L 4 5m 887 9 1205 3 100 150 Figure 5 30 Influence de la longueur du poteau mixte 200 M KN 250 300 400 450 106 CALCUL DES POTEAUX MIXTES TUBULAIRES REMPLIS DE BETON SOUS COMPRESSION ET FLEXION COMPRESSION COMBINEES CHAPITRE 5 La figure 5 30 donne la diff rence de r sistance des poteaux mixtes de section circulaire on remarque que l effort normal r sistant varie dans les points B C et D de 0 5 mais le point
167. viour of eccentrically loaded slender circular hollow steel columns in filled with fibre reinforced concrete Journal of Constructional Steel Research 62 2006 513 520 13 Eurocode 4 conception et dimensionnement des structures mixtes acier b ton Partie 1 1 r gles g n rales et r gle pour les b timents 14 Mohanad Mursi Brian Uy Strength of slender concrete filled high strength steel box columns Journal of Constructional Steel Research 60 2004 1825 1848 15 Richard Maranda Analyse par l ments finis de poteaux mixtes avec section d acier en I de classe 4 M moire pr sent e en vue de l obtention du dipl me de ma trise des sciences appliqu es g nie civil d cembre1998 D partement des g nies civil g ologique et des mines cole polytechnique de MONTR AL 16 Mathias Johansson Composite Action and Confinement Effects in Tubular Steel Concrete Columns Steel and Composite Structures 17 Johansson M and Gylltoft K Mechanical Behaviour of Circular Steel Concrete Composite Stub Columns Journal of Structural Engineering Vol 128 No 8 August 2002 ASCE 1073 1081 18 Johansson M and Gylltoft K Structural Behaviour of Slender Circular Steel Concrete Composite Columns under Various Means of Load Application Steel and Composite Structures Vol 1 No 4 December 2001 Techno Press 393 410 19 Johansson M and Akesson M Finite Element Study of Concret
168. xion COMBINES cine en sanitaire tienne E EAEE ues 105 5 7 4 1 Courbes D interaction M N D un Poteau Circulaire 105 5 7 4 2 L effet de la longueur du flambement du poteau 106 5 7 4 3 L effet De La Quantit D armature 106 5 8 Int r t D utilisation Des Poteaux Mixtes Acier B ton 108 5 9 Abaques De Calcul De La R sistance Des Poteaux Mixtes 111 5 9 1 Mode D emploi Des Abaques 2 tr Lt tt M bane 111 DIO COneision MSN ee ise Aerts Sil eres ead en et le Ni us ven 117 CONCLUSION GENERALE oo sicccessssessvuncgauetsasadunssopeesesseiessysiaaeeressepiessereteaceeans 118 ANNEXES os cave evetaneles vise by nee Ge SE MEN S NN en eaten Naas RUE eee 120 INTRODUCTION GENERALE INTRODUCTION GENERALE 1 Introduction Dans les deux derni res d cennies le d veloppement et l application des sections mixtes a consid rablement augment dans le monde entier L l ment mixte est utilis non seulement aux structures offshores et aux ponts mais galement aux gratte ciel et aux grands ouvrages Dans la conception des b timents aujourd hui de grands efforts ont t fournis pour augmenter la flexibilit de la structure Ceci a eu comme cons quence une demande de poteaux avec une section transversale r duite L augmentation de la r sistance a la compression du b ton permet l util
169. xprim e dans le tableau 5 20 Nplrd KN L m S235 S275 S355 S460 1 4181 977 4431 608 4930 151 5583 093 1 5 4128 944 4373 996 4862 996 5502 659 2 4075 1 4315 392 4794 42 5420 094 2 5 4019 308 4254496 4722754 5333 154 3 3960 36 4189 918 4646196 5239 381 3 5 3896 924 4120 12 4562727 5135 979 4 3827 5 4043357 4470036 5019 733 45 3750 385 3957 648 4365 507 4887 016 5 3663 693 3860 812 42463 4734 031 6 3453 792 3625 024 3953 378 4355 348 7 3186 245 3324547 3582086 3883 136 8 2866 817 2970 411 3157 583 3367 457 Tableau 5 20 valeurs de calcul de l effort normal plastique en fonction de la nuance d acier de construction d un poteau circulaire 90 CHAPITRE 5 CALCUL DES POTEAUX MIXTES TUBULAIRES REMPLIS DE BETON SOUS COMPRESSION ET FLEXION COMPRESSION COMBINEES Variation de la r sistance du poteau mixte en fonction de la nuance d acier de construction 6000 5500 5000 A a 4500 PEs lt y 275 355 3 4000 260 3500 3000 2500 0 1 2 3 4 5 6 7 8 9 L m Figure 5 18 l effet de la nuance d acier de construction On a pris pour le calcul un poteau de section circulaire de dimensions 368x6 3mm et on a vari la nuance d acier de construction afin de comparer la r sistance du poteau en fonction de cette
170. xte en diminuant la limite lastique du tube m tallique La diminution en r sistance est remarquable pour les poteaux de nuance S460 en suite pour les poteaux de nuance S355 etc Pour les poteaux de 1m de longueur la variation de r sistance est de 14 2 en passant de S355 S460 de 12 65 en passant de S355 275 et de 7 26 en passant de S275 235 cette variation tend diminuer en augmentant la longueur de flambement du poteau en remarque galement que la diminution est de l ordre de 54 1 pour les poteaux de nuance S460 et de l ordre de 49 15 pour la nuance S355 alors qu elle est de 44 79 et 42 41 pour les nuances 275 et S235 respectivement on peut exprimer cela par la contribution du tube d acier 5 7 1 5 Influence des classes de r sistance du b ton Le b ton peut offrir une r sistance a la compression pour les sections mixtes sa r sistance caract ristique influe directement sur la r sistance totale de l l ment mixte c est ce que montre le tableau 5 13 Nplrd KN L m fsk 20MPa fsk 25MPa fsk 30MPa fsk 35MPa fsk 40MPa fsk 45MPa fsk 50MPa 1 3645 035 3903 604 4161 879 4378865 4677 614 4934 818 5191 75 1 5 3595 716 3848 697 4101 215 4313 049 4604964 4855 804 5106 205 2 3545 381 3792 463 4038 872 4245 196 4529 795 4773 754 5017 058 2 5 3492 823 3733 446 3973 114 4173 299 4

Etude de la performance des poteaux mixtes acier

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