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Les règles de calcul actuelles de l’Eurocode 3 pour le flambement par flexion d’un PRS autour de son axe de faible inertie ne permettent pas de prendre en compte le mode de fabrication des semelles. Celles-ci sont basées sur l’hypothèse d’une reconstitution de la section à partir de larges plats laminés alors que d’autres modes de fabrication sont fréquemment utilisés en pratique, comme l’utilisation de tôles oxycoupées. Ces deux modes de fabrication des semelles génèrent des distributions de contraintes résiduelles très différentes dans la section. L’oxycoupage a ainsi un effet bénéfique sur la résistance au déversement des PRS, mis en évidence lors de précédentes études, mais négligé par les règles de calcul actuelles. Pour étendre ces résultats au flambement autour de l’axe faible, des analyses non-linéaires par éléments finis de type coque sont réalisées sur des PRS à semelles oxycoupées sous compression uniforme. Les barres étudiées sont constituées d’acier S275 ou S355, à sections doublement symétriques et à hauteur d’âme constante ou linéairement variable. Les résultats numériques montrent que les règles de calcul de l’Eurocode 3 pour le flambement hors du plan de forte inertie sont pénalisantes pour les PRS à semelles oxycoupées. Par conséquent, deux nouveaux facteurs d’imperfection sont proposés pour le calcul de la résistance au flambement d’axe faible des PRS à semelles oxycoupées. Ces deux propositions permettent d’obtenir des gains de résistance significatifs comparativement aux méthodes actuelles de l’Eurocode 3.

Cet article présente les résultats de l’analyse du comportement thermique d’assemblages protégés contre le feu, constitués de poutres en acier laminées à chaud et de poteaux en tubes creux métalliques remplis de béton à température élevée. Ces assemblages ont la particularité d’inclure des découpes au laser des tubes métalliques pour le passage de plats métalliques boulonnés et soudés aux poutres. Cette analyse est menée dans la cadre d’un projet de recherche européen, et comporte aussi bien des essais au feu à échelle réelle sur plusieurs éprouvettes qu’un calibrage d’un modèle par éléments finis basés sur les résultats des essais. Ce modèle numérique est ensuite utilisé dans une étude paramétrique qui fera l’objet d’un article ultérieur.

1 | Contexte et domaine d’application

L’analyse et le dimensionnement d’une poutre mixte selon la norme NF EN 1994-1-1 [3] nécessite l’utilisation du coefficient d’équivalence acier-béton. Pour les poutres mixtes de bâtiment usuelles, dimensionnées selon les principes du calcul plastique, le coefficient d’équivalence n’est utilisé que pour les états limites de service : flèche de la poutre, détermination de la fréquence propre, effet du retrait. Le calcul de ce coefficient s’avère toutefois relativement long, s’il est effectué en conformité avec les règles de la norme.

Cet article propose une méthode forfaitaire au paragraphe 6 permettant de déterminer rapidement, à partir de valeurs tabulées, le coefficient d’équivalence à utiliser pour le calcul d’une poutre mixte de bâtiment ayant une configuration de profilé sous dalle.

Sommaire :

• Méthode de calcul simplifiée du coefficient d’équivalence acier-béton pour les poutres mixtes – par Pierre-Olivier MARTIN
• Assemblages par découpe au laser de tubes métalliques : comportement au feu d’assemblages poteaux-poutres mixtes acier-béton Partie 1 : campagne expérimentale et simulation numérique
  Laser-cut joints of steel tubes: fire behaviour of composite steel-concrete column-beam joints Part 1: Experimental campaign and numerical simulation
  par Gisèle BIHINA
• Flambement autour de l’axe faible de PRS à semelles oxycoupées : propositions de facteurs d’imperfections
  Weak-axis flexural buckling of welded members with flame-cut flanges: proposal for new imperfection factors
  par Maxime LEBASTARD, Maël COUCHAUX, Alain BUREAU, Mohammed HJIAJ

Le logiciel ABCPMX permet le calcul d’une poutre de plancher suivant la NF EN 1993-1-1 (poutre non mixte) ou suivant la NF EN 1994-1-1 (poutre mixte). Il couvre les poutres mixtes avec profilés laminés ou avec sections reconstituées par soudage. Il est aussi possible de traiter les poutres avec un enrobage partiel.

Les poutres reposent sur deux appuis simples, et elles peuvent comprendre une partie en console à chacune de leurs extrémités. Les analyses sont effectuées par éléments finis. Il est possible de prendre en compte le maintien par un bac en acier en phase de construction.

ABCPMX gère un projet dans lequel il est possible de définir une ou plusieurs poutres, éventuellement de type différent. Une note de calcul peut être éditée pour chacune des poutres indépendamment ou pour le projet dans son ensemble.

Le paquet d’installation comprend le Descriptif Technique ainsi que le Manuel de Validation.

La première version V1.0 ne traite que des poutres en situations normales et en phase de construction. Des versions ultérieures permettront de traiter le calcul en situation d’incendie (version attendue fin 2025) et le calcul des poutres de planchers minces (2026).

Sommaire :

• Rigidité des pieds de poteau articulés selon l’axe de faible inertie – Rigidity of column bases pinned along the weak inertia axis – par Romain PALACIOS
• Déversement des poutres en caisson et des profils creux rectangulaires – Study of the bucking of cold-formed circular tube sections bars subjected to simple compression -par Alain BUREAU, Maxime LEBASTARD, Cong Viet PHAN

Il est souvent admis que les poutres à section en caisson et les profils creux rectangulaires, fléchis dans leur plan de forte inertie, sont peu sensibles à l’instabilité par déversement. Il y a cependant lieu d’envisager ce mode d’instabilité pour les sections dont le moment d’inertie de flexion par rapport à l’axe fort (y-y) est significativement plus élevé que celui par rapport à l’axe faible (z-z). La Figure 1 présente quatre sections classées selon leur sensibilité vis-à-vis du déversement. Dans le cas particulier où les deux moments d’inertie sont voisins, tout risque de déversement de la poutre est écarté.
Cet article a pour objet de présenter des conditions simples, sous la forme d’une longueur maximale de non-déversement, notée 𝐿ND . Ces conditions sont fondées sur les hypothèses suivantes qu’il convient de vérifier avant d’utiliser les expressions
proposées :
La poutre est simplement appuyée à ses deux extrémités avec des conditions d’appui à fourche, en négligeant tout
maintien latéral intermédiaire ;
La section transversale est doublement symétrique et constante sur la longueur de la poutre ;
Le matériau est homogène dans toute la section (la limite d’élasticité 𝑓𝑓y est identique en tout point de la section) ;
La poutre est sollicitée en flexion par rapport à l’axe principal de forte inertie de sa section ;
La poutre n’est soumise à aucune charge transversale dont la position du point d’application pourrait avoir un effet déstabilisant.

Le présent article traite des poteaux soumis à de la flexion composée selon l’axe de forte inertie de leur section transversale.
Ces poteaux sont supposés maintenus vis-à-vis du déplacement horizontal en pied et en tête. Ils ne sont soumis à aucune flexion vis-à-vis de l’axe de faible inertie, à l’exception de celle induite par l’effet combiné d’une force axiale, d’une imperfection géométrique et du second ordre. Il peut s’agir de poteaux de portiques ou de poteaux de pans de fer.
L’objectif est de proposer une méthode de calcul simple pour évaluer la rigidité en flexion hors plan des pieds de poteau articulés pour déterminer la longueur de flambement selon l’axe de faible inertie de la section transversale du poteau, axe z-z selon la Figure 1. Cette étude se concentre sur la rigidité initiale, conformément aux pratiques décrites dans la norme NF EN 1993-1-8 [1], en excluant toute interaction avec un éventuel déplacement du massif.
Pour atteindre cet objectif, un modèle numérique par éléments finis est développé. La validité de ce modèle est confirmée par des résultats expérimentaux issus de la littérature. Ensuite, une étude paramétrique est réalisée pour tester différentes conceptions d’assemblages. Les résultats obtenus sont comparés à ceux issus d’un modèle analytique établi selon les principes de la NF EN 1993-1-8 [1].
Les pieds de poteau étudiés sont constitués d’une platine soudée à l’extrémité basse du poteau et reliée au bloc de béton par deux tiges d’ancrage, comme illustré à la Figure 1. Les semelles et l’âme du poteau sont supposées soudées à la platine et les dimensions de celle-ci sont suffisantes pour disposer d’un débord au moins égal au double de son épaisseur.

RÉSUMÉ
Les structures en acier constituent une solution bien adaptée à la construction de parkings à plusieurs niveaux ou les bâtiments mul-ti-étages. Lors de leur conception, il peut y avoir lieu d’envisager l’impact d’un véhicule sur un poteau, dont la défaillance pourrait conduire à un phénomène d’effondrement progressif. Le comportement de ce poteau étant fortement non linéaire, le traitement de ce problème nécessite généralement des simulations par éléments finis en 3D, qui sont géné-ralement coûteuses, chronophages et complexes.
Cet article propose une méthode analytique simplifiée pour déterminer le déplacement maximal du poteau soumis à l’impact par une masse supposée rigide. Les expressions analytiques du déplacement maximal sont obtenues à partir du bilan d’énergie, en considérant que l’énergie générée par l’impact est totalement absorbée par la déformation élas-tique et la dissipation plastique du poteau impacté. Le poteau impacté est retenu en tête par un ressort élastique dans la direction verticale et soumis à une charge verticale constante. Le ressort représente la rigidité de la structure tandis que la charge verticale correspond à la descente de charge provenant des planchers et, le cas échant, de la toiture. Le poteau est modélisé par deux tronçons indéformables et par des rotules élasto-plastiques dans lesquelles sont concentrées les déformations axiales et de flexion. Ces rotules prennent en compte l’interaction entre le moment et l’effort normal. L’article propose finalement les expressions analytiques pour le calcul de la réponse force-déplacement du poteau.
Un exemple d’application dans un cas particulier a été également réalisé pour comparer les déplacements maximaux obtenus par la méthode simplifiée proposée à ceux des simulations numériques par éléments finis. Les résultats montrent une concordance satisfaisante avec une marge d’erreur de 15 % pour une vitesse initiale du véhicule de 10 m/s, 2 % pour 20 m/s, et 3 % pour 30 m/s. Cela illustre l’efficacité de la méthode simplifiée. Cependant, sa validation nécessite une étude paramétrique plus exhaustive.
La méthode simplifiée repose sur certaines hypothèses et présente des limitations. Elle ne prend pas en compte l’effet de la vitesse de déformation, l’écrouissage et la déformation de cisaillement, qui peuvent influencer la réponse des structures en acier face à un impact. De plus, le véhicule est supposé indéformable, ce qui constitue une hypothèse conservatrice. En outre, cette méthode s’applique uniquement aux bâtiments à plusieurs étages avec des assemblages poteaux-poutres par encastrement, une configuration moins courante. Des développements supplémentaires peuvent être envisagés pour des configurations plus courantes, comme celles avec une stabilité par triangulation. Enfin, la méthode suppose un comportement purement élastique pour les poutres et les assemblages, et permet d’estimer le déplacement latéral du poteau impacté, sans vérifier directement le non-effondrement de la structure.

RÉSUMÉ
Les courbes de flambement de la partie 1.1 de l’Eurocode 3 sont issues des travaux expérimentaux et numériques établis dans les années 1970.
Cet article a pour objectif de proposer une nouvelle courbe de flambement pour les barres tubulaires formées à froid. Une campagne d’essai a été réalisée en collaboration avec le Syndicat français de l’échafaudage, du coffrage et de l’étaiement (SFECE), visant à analyser le comportement expérimental au flambement de ce type de barres. Plus de 100 essais de flambement provenant de divers fournisseurs Européens ont été effectués. Une étude statistique des résultats expérimentaux a permis de mettre en évidence que le facteur d’imperfection actuellement défini pour les sections tubulaires formées à froid est bien trop pénalisant à l’égard de ces sections. Un modèle numérique appliqué aux éléments testés est réalisé. Les résultats obtenus montrent une bonne concordance avec ceux issus de l’expérimentation.

RÉSUMÉ
Pour des structures poteaux-poutres à cadres réguliers, le calcul de la résistance au flambement des poteaux uniformes est souvent fondé sur une évaluation de la longueur de flambement. Celle-ci permet de tenir compte des conditions de maintien en rotation et en déplacement aux extrémités de la barre considérée pour estimer son effort normal cri-tique suivant la théorie d’Euler. Ainsi, à chaque barre comprimée peut être attribuée cette longueur fictive permettant de se ramener à une barre équivalente bi-articulée. L’utilisation de la notion de longueur de flambement permet un calcul analytique direct de l’effort normal critique puis de sa résistance au flambement, mais aucune méthode pratique n’est proposée dans la version actuelle de l’Eurocode 3 pour évaluer la longueur de flambement. Les anciennes règles de calcul (CM 66, additif 80 et version expérimentale de l’Eurocode 3) ainsi qu’un projet de rapport technique du CEN proposent des méthodes qui sont rappelées dans cet article et dont l’origine est présentée. Cepen-dant, aucune de ces méthodes ne permettant de prendre en compte la variation de rigidité et/ou d’effort normal entre tronçons de poteau adjacents, des méthodes issues de la littérature et permettant de les prendre en compte sont également présentées. Enfin, des comparaisons à des résultats numériques permettent de recommander l’utilisation de la méthode donnée dans la version expérimentale de l’Eurocode 3, com-plétée de termes pour la prise en compte de la variation d’effort normal et/ou de rigidité entre tronçons de poteau adjacents.

Sommaire :

• Longueur de flambement des poteaux dans le plan d’un portique – Buckling length of columns in portal frames – par Maxime LEBASTARD
• Étude du flambement de barres de sections tubulaires circulaires formées à froid soumises à la compression simple – Study of the bucking of cold-formed circular tube sections bars subjected to simple compression – par Roland MINGNANGUIB, Abdelouahab KHELIL, Charlotte MERCIER
• Calcul simplifié du comportement d’un poteau métallique soumis à un impact par une masse rigide – Stiffness of end plate bolted connections under bending and axial force – par Piseth HENG, Jean-Marc BATTINI, Mohammed HJIAJ

Sommaire :

Articles

• Déversement de PRS à semelles oxycoupées : propositions de méthodes de calcul par Maxime LEBASTARD, Maël COUCHAUX, Alain BUREAU et Mohammed HJIAJ
• Échauffement des poutrelles métalliques de plancher protégées contre l’incendie, mais sans remplissage des cavités formées entre le bac acier de la dalle et le profilé métallique par Hoang Tung VU et Bin ZHAO

Normes

• Documents normatifs et recommandations en construction métallique et mixte de bâtiments par Valérie LEMAIRE

Sommaire :

Calcul analytique des tirants de silos, compte tenu de leur rigidité flexionnelle – Exemples par Léopold SOKOL

Étude expérimentale et numérique de systèmes fusibles avec des boulons aluminium par Thi Thuy MAI, Christophe RENAUD, Bin ZHAO, Sébastien DURIF, Abdelhamid BOUCHAIR

Rigidité des assemblages par platine d’about en flexion composée par Anthony RODIER