Pfe Ho-tsai Memoire

7/21/2019 Pfe Ho-tsai Memoire

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Projet de Fin dtudes Mmoire La Maison des Arts 2011

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Remerciements

Mes premiers remerciements vont M. Olivier DELBONO, ingnieur ENSAIS, et au bureau dtudesIOSIS Grand Est pour mavoir permis de raliser mon Projet de Fin dtudes au sein de lentreprise eten me donnant la possibilit de complter ma formation.

Je souhaiterais remercier mon tuteur au sein dIOSIS, M. Frdric BCOT, ingnieur ENSAIS, pourmavoir guid, conseill et pour laffaire intressante qui ma t confie.

Je voudrais aussi remercier M. Alrick AMANN, ingnieur INSA, pour sa prcieuse aide et sadisponibilit. De plus un grand merci toute lquipe du bureau dtude : Jrmie, Maurice, Sbastien,Michel, Franck, Gilles, Anglique, Jean-Michel, Eurico, Daniel, Vronique, Cathy, Djamila, Carole,Emmanuel, Julien, Vincent, Serge, et Michel pour leur accueil chaleureux.

Je souhaite remercier particulirement M. Georg KOVAL pour sa disponibilit, ses conseils et pourlattention quil a port ce projet.

Enfin, je tiens remercier la Rgion Guyane et le Fonds Social Europen (FSE) pour leur aide qui mapermis dachever ma formation dans de bonnes conditions.


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Rsum

Le projet consiste en la restructuration de lancienne chaufferie de la Socit Alsacienne de

Constructions Mcaniques (SACM) ILLKIRCH-GRAFFENSTADEN. Cet difice sera transform pourdevenir la nouvelle Maison des Arts et de la Culture .

Louvrage existant a t construit durant les annes 1920 avec une extension importante en 1942. Lastructure est essentiellement bton avec des ossatures mtalliques de maintien et des faadesconstitues de maonnerie de remplissage. Compte tenu de la priode de ralisation, louvrage actuelne respecte pas les dispositions parasismiques des rgles PS92 et de lEurocode 8.

La restructuration du btiment lamne changer de catgorie dimportance et de chargesdexploitation. Bien que le chargement diminue de manire importante, la catgorie dimportanceoblige plus de prudence car ldifice deviendra un lieu frquent. Lobjet de ltude est donc de

valider lhypothse de non-aggravation du risque sismique de louvrage transform par rapport sadestination initiale.

A partir de plans de lpoque et de visite sur site, des modlisations structurales sont ralises afin derpondre la problmatique de ltude. Les ouvrages neufs sinsrant dans lexistant sont aussianalyss.

Abstract

This project consists in the restructuring of the old boiler room of the Socit Alsacienne deConstructions Mcaniques (SACM) in ILLKIRCH-GRAFFENSTADEN. This building will betransformed to become the new Maison des Arts et de la Culture.

The existing construction was built during the 1920s with a major expansion in 1942. The structure ismainly made of concrete with an upholding steel frame and facades made of filling masonry. Due tothe implementation period, the edifice does not meet the seismic clauses of the PS92 and Eurocode 8.

The building restructuring changes its category and its operating loads. Although the loadingdecreases significantly, the new category requires more caution since the edifice will be morefrequented. Thus, the aim of this study is to validate the hypothesis of seismic no-worsening of thetransformed structure from its original destination.

From vintage plans and site visit, structural modeling is performed in order to answer the study issues.The news buildings interlocked in the existing structure are also analyzed.


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Sommaire

Rsum / Abstract .................................................................................................................................................................... 3

Sommaire .................................................................................................................................................................................. 4

Notations ................................................................................................................................................................................... 6

Introduction .............................................................................................................................................................................. 8

1 Dfinition du Projet ......................................................................................................................................................... 9

1.1 Groupe IOSIS ........................................................................................................................................................... 9

1.2 Historique de la chaufferie de la SACM .................................................................................................................... 9

1.3 Objectifs du projet de fin dtudes .......................................................................................................................... 11

1.4 Les intervenants ..................................................................................................................................................... 14

2 Btiment existant .......................................................................................................................................................... 15

2.1 Description .............................................................................................................................................................. 15

2.2 Progression de lanalyse sismique.......................................................................................................................... 16

2.3 Modlisation ............................................................................................................................................................ 19

2.3.1 Matriaux.......................................................................................................................................................... 20

2.3.2 Charges ............................................................................................................................................................ 21

2.4 Calcul sismique ....................................................................................................................................................... 22

2.4.1 Modes propres ................................................................................................................................................. 22

2.4.2 Paramtres sismiques ...................................................................................................................................... 23

2.4.3 Combinaisons sismiques.................................................................................................................................. 23

2.5 Mthode simplifie .................................................................................................................................................. 24

2.6 Vrification de la structure ...................................................................................................................................... 27

2.6.1 Efforts agissants ............................................................................................................................................... 27

2.6.2 Efforts rsistants............................................................................................................................................... 28

2.6.3 Rsultats .......................................................................................................................................................... 30

3 Btiment transform ..................................................................................................................................................... 34

3.1 Description .............................................................................................................................................................. 34

3.2 Modlisation ............................................................................................................................................................ 34

3.2.1 Matriaux.......................................................................................................................................................... 35

3.2.2 Charges ............................................................................................................................................................ 35

3.3 Calcul sismique ....................................................................................................................................................... 36

3.3.1 Modes propres ................................................................................................................................................. 36



3.4 Mthode simplifie .................................................................................................................................................. 37

3.5 Vrification de la structure ...................................................................................................................................... 39

3.6 Renforcement ......................................................................................................................................................... 43


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3.6.1 Renfort des poteaux de faade ........................................................................................................................ 43

3.6.2 Renfort des poteaux du noyau central ............................................................................................................. 50

4 Ouvrages neufs ............................................................................................................................................................. 54

4.1 Description .............................................................................................................................................................. 54

4.2 Modlisation ............................................................................................................................................................ 57

4.2.1 Matriaux.......................................................................................................................................................... 58

4.2.2 Charges ............................................................................................................................................................ 58

4.3 Calcul sismique ....................................................................................................................................................... 59

4.3.1 Modes propres ................................................................................................................................................. 59



4.4 Implantation des pieux ............................................................................................................................................ 61

4.5 Comparaison des dplacements ............................................................................................................................ 644.5.1 Existant transform .......................................................................................................................................... 64

4.5.2 Ouvrages neufs ................................................................................................................................................ 65

4.5.3 Comparaison .................................................................................................................................................... 66

Conclusion .............................................................................................................................................................................. 67

Table des figures .................................................................................................................................................................... 69

Liste des tableaux .................................................................................................................................................................. 70

Bibliographie .......................................................................................................................................................................... 71

Annexe A : Rapport de diagnostic des structures .............................................................................................................. 71 Annexe B : Notes de calcul et rsultats ............................................................................................................................... 71


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Notations

E Module dYoungG Module de cisaillement

Coefficient de PoissonSi Rsistance la compression de la brique Masse volumiquefe Limite lastique de lacierfcj Rsistance la compression du bton j joursfc,28 Rsistance la compression du bton 28 joursagR Acclration maximale de rfrence au niveau d'un sol de classe A (rocheux)l Coefficient d'importanceag Acclration de calcul pour un sol de classe A (rocheux)S Paramtre du solTB Limite infrieure des priodes correspondant au palier d'acclration spectrale constante

TC Limite suprieure des priodes correspondant au palier d'acclration spectrale constanteTD Valeur dfinissant le dbut de la branche dplacement spectral constant Coefficient correspondant la limite infrieure du spectre de calcul horizontalq Coefficient de comportementEx Effets des actions en situation sismique dans laxe X[M] Matrice des masses[K] Matrice des rigiditsb Coefficient de scurit spcifique du btons Coefficient de scurit spcifique de lacierNEd Valeur de calcul de l'effort de compressionMi,Ed Valeur de calcul des moments maximauxMi,Ed Moments provoqus par le dcalage de l'axe neutre pour les sections de Classe 4cy , cz Facteurs de rduction dus au flambement par flexioncLT Coefficient de rduction d au dversementkij Facteur d'interactionM1 Coefficient partiel pour rsistance des barres aux instabilitsNRk Valeur caractristique de la rsistance la compressionMi,Rk Valeur caractristique de la rsistance la flexionst Espacement entre armatures transversalesst,max Espacement maximal entre armatures transversalesAt Aire des armatures transversalesVRd Effort tranchant rsistantAvi Aire de cisaillement selon laxe i

Coefficient de rduction des pressions dynamiques pour les grandes surfacesci Coefficient de pression des actions intrieuresce Coefficient de pression des actions extrieures Angle d'inclinaison des bielles Angle entre l'axe des bandes en acier et l'axe de l'lmentfyj,d Limite d'lasticit de calcul de l'acier du chemisaget j Epaisseur des bandes d'acierq Coefficient de comportementq0 Valeur de base du coefficient de comportementkw Coefficient refltant le mode de rupture prdominant dans les systmes structuraux murs0 Rapport de forme dominant des murs du systme structural


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1 Coefficient multiplicateur de l'action sismique horizontale de calcul, la formation de lapremire rotule plastique dans le systme

u Coefficient multiplicateur de l'action sismique horizontale de calcul, la formation dumcanisme plastique global

hwi Hauteur de mur ilwi

Longueur de la section du mur ikh Coefficient de raction horizontal


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Introduction

Dans le cadre de la construction de la Maison des Arts ILLKIRCH-GRAFFENSTADEN situe sur le

site de lancienne chaufferie de la Socit Alsacienne de Constructions Mcaniques (SACM), ce projettudie le comportement parasismique de la structure au cours de sa transformation. Ce site, localisau nord du Domaine de lIle, a accueilli une activit de chaufferie usage industriel et dispose duneforte valeur architecturale et patrimoniale que la Ville souhaite valoriser. De ce fait, la structureprincipale de lancienne chaufferie sera conserve.

La Maison des Arts est destine laccueil de larges publics et usagers et est appele jouer de faitun rle majeur et structurant pour la ville o elle sera implante. Ce futur quipement, dont les travauxdoivent dbuter fin 2011, sera ddi aux enseignements et aux pratiques artistiques amateurs lhorizon 2013.

Dans un premier temps, le bureau dtudes sera prsent sommairement. Etant donne la valeurpatrimoniale de ldifice, un rapide point sur lhistorique sera dress. Cette affaire sera expose, puisen dcoulera la problmatique de ce projet de fin dtudes (PFE). Enfin, la structure porteuse dubtiment au cours de sa rhabilitation sera galement dcrite.

La deuxime partie reposera sur ltude du btiment existant. Une premire analyse sur lecomportement sismique de la structure lEurocode 8 sera effectue avant sa transformation. A partirde plans de lpoque et de visites sur site, une modlisation sera mise en place afin de reprsenter aumieux le btiment dorigine. Le chargement et les matriaux de lpoque devront tre dduits desplans disposition. En outre, une approche simplifie vrifiera la cohrence des rsultats obtenus.

Dans le troisime point, ce quil restera du btiment existant sera galement soumis galement unetude sismique lEurocode 8. Une description de la nouvelle structure porteuse sera dabordncessaire. Bien que les matriaux restent identiques, le chargement d la nouvelle fonction dubtiment et aux dalles de couverture ne sera pas le mme. Ds lors, la modlisation devra prendre encompte ces nouvelles dispositions. Comme prcdemment, une approche simplifie permettra deconfirmer ou non la vraisemblance des donnes acquises. Une fois ces deux modles analyss, unetude sur un ventuel renforcement de lossature pourra tre mene.

Enfin, les ouvrages neufs simbriquant dans la structure existante seront aussi examins. Uneobservation du comportement sismique et une analyse de la rpartition des efforts dans les pieuxseront menes. Il est primordial de connatre lattitude des nouveaux btiments face au sisme afinden dduire linteraction entre ces derniers et lexistant. En effet, ces deux ensembles semaintiennent indpendamment lun de lautre et il est essentiel que le comportement de lun ninterfrepas dans celui de lautre.


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1 Dfinition du Projet

1.1 Groupe IOSIS

Le groupe dingnierie IOSIS propose ses comptences en matire de conseil, de management,dingnierie et dexpertise dans les secteurs du btiment, de linfrastructure, du gnie civil, de lnergieet de lindustrie. Il a ralis, en 2009, un chiffre daffaires de production de 162 M. Il compteaujourdhui plus de 1 100 collaborateurs. En 2010, le chiffre daffaires prvisionnel de IOSIS devraittre de 165 M.IOSIS Grand Est a notamment travaill sur des affaires telles que le Conseil de lEurope ou encore leConservatoire de Musique de Strasbourg (Fig1.1).

[iosisgroup.fr]

Fig1.1 Photographies du Nouveau Btiment Gnral (NBGEN) et du Conservatoire de Musique de

Strasbourg

1.2 Historique de la chaufferie de la SACM

La SACM implante son usine de production de locomotives Illkirch-Graffenstaden la fin du 19 mesicle. Une centrale thermique est construite en 1922, et sur les bords de l'Ill sont rigs deuxbtiments communicants par une passerelle. Une salle des chaufferies (le btiment de ce projet) etune salle des turbines fournissaient l'lectricit ncessaire l'industrie des environs. Aprs laPremire Guerre mondiale, lindustrie principale de la Ville fut justement la SACM, qui fabriquait alorsdes machines-outils et des locomotives. Ces installations ont produit de la chaleur (vapeur et

lectricit) pour lensemble des usines jusquen 1962. En 1995, le site a arrt dfinitivement touteactivit.

La chemine de la centrale de production d'lectricit de l'usine a une forme tout fait atypique due une importante excroissance (Fig1.2). Ceci s'explique par sa seconde fonction : un chteau d'eau.Cette chemine haute de 70 mtres a t construite en 1922. Malgr la valeur patrimoniale de lachemine, celle-ci a t dtruite en 2009. En effet, bien que le projet initial prvt de la conserver, il estapparu que les travaux pour que cette tour rsiste aux sismes se rvlaient trop coteux.


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[yumezone.com]

[underground.worlds.free.fr]

[MRW ZEPPELINE ALSACE]

Fig1.2 Photographies de lexistant avant la destruction de la chemine et de la passerelle

Le btiment de la chaufferie fut construit au dpart en 1922 par la Socit ZUBLIN et Compagnie,entreprise de bton arm cre par Edouard ZUBLIN et implante Strasbourg depuis 1912. La


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structure a t largie en 1924, puis une dernire extension eut lieu en 1942 pendant loccupationallemande. Les phases de constructions sont dtailles sur la Fig1.3.

Fig1.3 Phases de construction de lexistant Vue en plan

1.3 Objectifs du projet de fin dtudes

Ce projet repose sur lanalyse de trois systmes : le btiment existant, le btiment existant transformet les ouvrages neufs. Le comportement sismique de chaque structure sera tudi sparment, et cesrsultats seront compars pour examiner les diffrentes interactions.

Il restera de lexistant uniquement trois faades sur les quatre et le noyau central portant les silos charbon. Ces silos seront gards dans un souci architectural pour garder une trace de lancienne

fonction de cet difice. Bien que le btiment transform soit statiquement moins charg, de par lasuppression de certaines dalles, une analyse dynamique sera mene afin de dterminer si unrenforcement au niveau des poteaux est ncessaire. En effet, le nouvel ouvrage sera class ERP(Etablissement Recevant du Public), donc la catgorie dimportance sera plus restrictive pour lescalculs sismiques. Par ailleurs, un des lments de contreventement sera supprim (une desfaades), et le contreventement dpendra alors davantage des poteaux restants.

Les ouvrages neufs ne reposeront pas sur lexistant. Un joint de dilatation (JD) sera laiss entre lesdeux ensembles et les nouveaux btiments sappuieront sur de nouveaux pieux, ne connaissant pasltat et la capacit portante des anciens. Cest pourquoi la comprhension du comportement de cesstructures face aux sismes est primordiale. Les trois tapes de ce btiment sont reprsentes sur la

Fig1.4. Le principe gnral du projet est dtaill dans le schma heuristique se trouvant la Fig1.5.

Construit en 1922Construit en 1924Construit en 1942

Faade Nord

Faade Sud

Faade

Est

FaadeOuest


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a) [bing.com/map]

b) c)

Fig1.4 Structures tudies:a)Btiment existant b)Btiment transform

c)Ouvrages neufs sinsrant dans lexistant

a)


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b)

Fig1.5 Schmas heuristiques:a)Analyse Existant-Btiment transform

b)Analyse Btiment transform-Ouvrages neufs

La premire analyse confronte lexistant et ce quil en restera pour la Maison des Arts. Lacomparaison concerne uniquement les poteaux qui ne seront pas dmolis et le but est de dterminerdans quel cas les efforts induits par un sisme sont les plus importants. De prime abord, le rsultat decette tude parat vident puisque lancienne chaufferie contenait quatre silos chargs de charbon, unrservoir deau et au mois quatre fours. Toutefois, ces suppositions doivent tre confirmes carcertains paramtres rendent le calcul du btiment transform plus contraignant. En effet, commesignale prcdemment, le nouvel ouvrage tant un ERP, lacclration du sol est estime plusgrande. De plus, beaucoup dlments qui servaient la stabilit de lancienne structure serontenlevs comme la faade Sud et des planchers intermdiaires. Cela aura pour effet daugmenter les

sollicitations dans les poteaux restants ou encore daugmenter la longueur de flambement despoteaux par labsence des anciens planchers. Sil savrait que les poteaux soient plus sollicits dansle btiment transform, des renforcements au niveau des poteaux devraient tre mis en place.

Lanalyse entre le btiment transform et les ouvrages neufs portera sur lvaluation du dplacementdes deux ensembles. Bien que ces derniers soient spars dune distance dune vingtaine decentimtres, les dformations dues un sisme pourraient provoquer un impact, ce qui affaiblirait lesdeux structures. Cest pour viter cette situation que ltude doit tre ralise. Selon lensemble qui sedplace le plus, des dispositions seront prises afin de limiter leur flche. Lanalyse sera alors rptetant que les dplacements ne seront pas satisfaisants.


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1.4 Les intervenants

Matrise dOuvrage : Mairie dIllkirch-Graffenstaden

Matrise duvre : Architectes mandataires : F. Chochon et L. Pierre (FCPL)Architectes associs : Atelier G. ValenteBET Structure/Fluides/Economies : IOSIS Grand EstAcousticien : Acoustique VIVIE & AssocisScnographes : Changement vuePaysagistes : Projet BASE

Bureau de contrle : DEKRA

Lot 1 Sondages sur existant : GINGER CEBTP

Lot 2 Sondages gotechniques : GEOTEC


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2 Btiment existant

2.1 Description

La structure porteuse principale est en bton arm de type dalle reposant sur un systme poteaux-poutres. Les faades sont en maonnerie de remplissage avec ossatures mtalliques pour assurer lemaintien de ces faades. Le soubassement des faades est par contre en bton. Lossature decouverture est compose soit de dalles bton sur fermes mtalliques soit de dalles bton sur fermeset solives bton. La stabilit de louvrage est alors assure par un fonctionnement en portique de lastructure poteaux-poutres au droit du noyau central form par lossature support des silos charbon.Ce btiment est de type R+3 R+4 sans sous-sol. La figure Fig2.1 est un exemple de plans delpoque datant de 1922 dcrivant la structure du btiment.

Fig2.1 Coupe longitudinale de la chaufferie

Louvrage actuel est fond sur une multitude de picots en bton arm battus dun diamtre de 34cmpour ce qui est de la construction initiale et de sa premire extension. Pour lagrandissement de 1942,il sagit certainement de pieux fors dun diamtre de 52cm. Ces pieux sont ancrs dans les sables etgraviers, des profondeurs allant de 7 13m environ. Enfin, en faade, il est noter un importantdcalage entre les ttes de pieux et le niveau de la dalle du RDC. Ceci est d la hauteurconsquente des longrines : 1,40m (voir Fig2.2 ci-dessous). Par consquent, ces poteaux sontconsidrs comme rotuls en pied. En revanche, les imposants poteaux qui supportent les silosreposent sur des massifs considrables. Effectivement, pour un poteau de section 70x100, le massif ades cts de 2,70m et une hauteur de 90cm (Fig2.2). Etant donn cette forte inertie, ces poteaux sonttraits comme encastrs en pied.


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a)

b)

Fig2.2 Types de fondation :

a)Hauteur des longrines en faade b)Massif des poteaux intrieurs

2.2 Progression de lanalyse sismique

Lapproche du phnomne sismique se droule de la manire suivante pour les btiments (Fig2.3).

Massif

Poteau


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a) [autodesk.com]


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b) [autodesk.com]

Fig2.3 Droulement dune analyse sismique

Lanalyse sismique dbute par une analyse modale qui permet de calculer les valeurs maximales

probables (dplacements, ractions, sollicitations) de chaque mode propre. Pour cela, toutes lescharges (mme le poids propre) sont transformes en masses ajoutes et pondres selon le cas decharge. Ces pondrations seront prcises en 2.3.2. Le principe de lanalyse modale est ensuite dedterminer le nombre de modes propres considrer pour les calculs. Les critres pour cettedtermination sont latteinte de 90% des masses cumules ou de la frquence de coupure 33Hz. Si90% des masses cumules est dpass avant que la frquence de coupure soit apparue, une analysesismique classique peut tre entame. Dans le cas contraire, ltude sismique devra tre raliseavec une certaine majoration : soit par la dfinition dun mode rsiduel comprenant le reste de lamasse totale, soit en survaluant les efforts sismiques par un coefficient gal la (masse totale) / (%masses cumules) si 70% de la masse totale nest pas atteinte.

Avant de commencer lanalyse sismique, cest ce stade que doivent tre fixs les paramtressismiques tels que les classes du sol et de louvrage, la zone de sismicit et le coefficient decomportement. Afin dtudier les sollicitations induites par un sisme dans la structure, leffet E de


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laction sismique doit dabord tre dtermin. Celui-ci est en fait une combinaison des effets descomposantes sismiques dans chaque direction (Ex, Ey et Ez). Selon le type de btiment, leffetsismique scrit alors : E .E x .Ey . EzAvec i, j, ktant des coefficients dpendant du type de btiment.

Dans le cas des ouvrages courants, les effets de la composante verticale Ezpeuvent tre ngligs [1].Cependant, puisque le projet se situe dans le cas des portiques en bton arm avec remplissage enmaonnerie, les combinaisons calcules prendront en compte cette composante verticale. Leffetsismique E est donc la combinaison qui sera la plus dfavorable.

La signature des efforts consiste donner une direction aux efforts sismiques. Ces derniers tantcalculs par combinaison quadratique, leur signe est toujours positif, fait qui nest pas possible entemps rel. Ds lors, dans le cas o un mode dominant existe, les efforts suivront le signe de ce modedominant. Toutefois, durant ce projet, le comportement daucunes structures modlises na tnettement domin par un mode en particulier. La signature des efforts na donc pas lieu ici.

Enfin, une fois que toutes ces tapes sont acheves, les lments de la structure peuvent alors trevrifis avec les charges pondres lELA et avec la prise en compte du sisme.

2.3 Modlisation

Comme not prcdemment, les poteaux de faades ont t rotuls en pied, tant donn limportantehauteur des longrines (1,40m). Les poteaux soutenus par de grands massifs, comme pour le noyaucentral, ont t encastrs en pied. Les sections peuvent varier de 40x40 (pour les courants) 70x100(pour le noyau central). A noter que dans lagrandissement datant de 1944, il y a des poteaux

mtalliques noys dans de la maonnerie en faade. Sur le modle Robot, ces poteaux sontreprsents uniquement par les profils mtalliques. Les planchers ont t dfinis comme desdiaphragmes souples contrairement des coques comme le propose le logiciel par dfaut. Ce choixpermet de rduire le nombre de modes propres puisque les dalles se contentent de transmettre lesefforts horizontaux.

Lun des objectifs principaux dans cette modlisation tait de rduire au maximum le nombre demodes propres afin davoir un modle simple. En effet, plus il y a de modes et plus les calculsdeviennent lourds et longs. De ce fait, la moindre modification amnerait un nouveau lancement decalcul. Pour diminuer ce nombre de modes et donc pour simplifier en mme temps la structure, ilexiste diverses possibilits :

Ngliger les actions sismiques suivant laxe Z. Les sollicitations engendres dans cettedirection ne sont pas les plus dfavorables et en ngligeant ces actions cela aurait pour effetdatteindre la frquence de coupure plus rapidement. Toutefois, cela nest pas possible pource projet car la structure du btiment correspond des portiques en bton arm avecremplissage en maonnerie et le sisme vertical suivant Z doit tre pris en compte [1].

Adopter un maillage grossier, puisque plus il y a de nuds, plus il y a de masse solliciter etdonc plus il y aura de modes.

Comme nonc prcdemment, prfrer les diaphragmes pour la modlisation des dalles carun plancher considr comme une coque se dformera plus et provoque lapparition demodes avec ses dplacements. Nanmoins, il est noter que les dalles inclines (telles que

celles de couverture) ne peuvent pas tre dfinies comme diaphragme dans le plan XY. Ainsi,la modlisation de ce type de plancher doit tre vite si possible.

(2.1)


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Opter pour une matrice de masses concentres sans rotations pour obtenir davantage demasse cumule sollicite.

Un des points dlicats de cette modlisation a t les poutres en treillis supportant les dalles decouverture. Cela provoque la cration de nombreux lments, donc de nombreux nuds susceptibles

dapporter des soucis dinstabilit. De plus, en dfinissant les barres de ces treillis comme travaillantquen efforts axiaux, ceci alourdit les calculs. Etant donn le nombre lev dinstabilits gnres quedemande cette caractristique, les barres ont t dfinies comme pouvant reprendre un moment deflexion. Enfin, pour viter les problmes de modlisation des poutres treillis, il aurait t possible de nereprsenter que les charges aux appuis de ces poutres. Toutefois, la dalle de couverture aurait subide trop grandes dformations.

2.3.1 Matriaux

La construction initiale ayant eu lieu dans les annes 1920, il est difficile destimer les caractristiquesmcaniques des matriaux lpoque. En effet, les valeurs de rsistance modernes ne peuvent pas

tre utilises, au risque de surestimer la capacit rsistante de louvrage. Cest pour cela que legroupe dingnierie GINGER CEBTP a effectu un diagnostic de la structure sur la rsistance dubton, de lacier et sur la disposition du ferraillage (cf. Annexe A). Cela a t possible grce plusieurs carottages, des prlvements mtalliques et des relevs dun pachomtre de typeFERROSCAN. Ainsi, divers essais ont t mens comme des essais de compression sur les carottes,des essais de traction sur acier ou des mesures denrobages partir des relevs du pachomtre.

Le rsultat de cette tude est le suivant : Pour le bton, comme indiqu sur les plans, sa rsistance la compression nominale est

suppose gale 16MPa. Pour lacier, sa limite dlasticit dpasse la valeur hypothtique des plans de lpoque

(160MPa) car les essais donnent une limite de 235MPa.

Nayant pas dinformation supplmentaire, les autres proprits de ces matriaux sont les mmes queceux utiliss actuellement :

Pour le bton :o fcj= 1.10*fc,28= 17.6 MPa (car j > 60 jours)o Eb= 1 100*fcj

1/3= 27 720 MPao = 0.20o = 2 453 kg/m3

Pour lacier :o fe= 235 MPao Eb= 210 000 MPao = 0.30o = 7 850 kg/m3

Bien que la maonnerie soit non porteuse, elle a t modlise car elle peut influencer la rsistancedune structure face aux sismes [2]. Le type de brique utilis est la brique cuite creuse, invente auXIXme sicle et est la plus courante. Ces proprits mcaniques orthotropes ont t dduites delanalyse mene dans La modlisation de la maonnerie arme par la mthode des lments finis[3].De ce fait, certains paramtres comme le module dYoung (E1et E2) et les limites lastiques (S1et S2)

dpendent de la direction. Ces directions (1 et 2) sont prcises sur le croquis ci-dessous. Lesdonnes obtenues sont les suivantes :


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E1= 9 800 MPa E2= 5 200 MPa G = 5 120 MPa = 0.15

S1= 17.85 MPa S2= 10.6 MPa = 2 100 kg/m3

2.3.2 Charges

Pour lanalyse modale, les charges permanentes sont affectes dun coefficient 1. Par contre, pour lescharges dexploitation, 20% du chargement est considr. En outre, bien que les charges dans les

silos et rservoirs fassent parties des charges dexploitation, celles-ci sont multiplies par 0,85.

Charges permanentes :Elles sont essentiellement composes des fours, chaudires, cuves et tuyauterie constituant lachaufferie. Il y a quatre fours diffrents dont les poids varient de 9 40 tonnes et trois cuves allant de0,9 7,5 t. Ces charges ont ainsi t rparties sur la surface occupe.De plus, la prsence de ponts roulants a t constate entre chaque poutre treillis. Les chemins deroulement semblent tre des profils de type HEA 220 et les ponts roulants des HEA 450. Ces pontssont modliss par des charges ponctuelles qui sont places au nud du treillis le plus dfavorable.Cette charge ponctuelle slve 4,5 kN. Puisque les poutres treillis sont hauteur variable, la chargeponctuelle ne situera pas mi-trave, mais 0,37xL.Enfin, il est noter que les dalles de couverture ne sont pas affectes de charges permanentespuisquil sagit de dalles en bton ne supportant pas de faux-plafond.

Charges dexploitation :Bien que la chaufferie soit peu frquente, beaucoup de matriel est stock et utilis, cest pourquoiles charges dexploitation slvent 5 kN/m.

Les silos et rservoir deau :La forme des silos est dtaille dans la Fig2.4, il y en a quatre et le volume de chacun estapproximativement de 170 m3, except le silo prs de la faade Nord qui possde un volume infrieur(160 m3). Ils taient destins contenir du charbon et selon la norme NF EN 1991-4 (concernant lessilos), la masse volumique du charbon en vrac se situe entre 7,0 et 10,0 kN/m 3. Par souci de scurit,

cette valeur sera prise 10kN/m3.


22/71


22

Fig2.4 Modlisation des silos :

a) Silo normal - b) Silo prs de la Faade Nord

Les charges dues au poids du charbon dans chaque silo ont t modlises par des forces liniquessur la paroi des silos. De plus, ces charges sont places la hauteur du centre de gravit du volumedes silos, car la hauteur des charges est un lment primordial dans le calcul sismique.

2.4 Calcul sismique

2.4.1 Modes propres

Lanalyse modale amne considrer 375 modes propres afin de ne pas dpasser la frquence decoupure (33Hz), les masses cumules obtenues selon les directions sont les suivantes :

En X : 82,86 % de masses cumules, En Y : 87,40 % de masses cumules, Et en Z : 67,84 % de masses cumules.

Par consquent, tant donn que 70% des masses cumules ne sont pas atteintes en Z, les actionssismiques seront majores de 1,47. En revanche, lanalyse sismique selon X et Y se fera avec unmode rsiduel puisquelles natteignent pas 90% des masses cumules. Les priodes fondamentalescalcules avec cette modlisation sont les suivantes :

En X : T0= 0,18 seconde, En Y : T0= 0,19 seconde.

La figure Fig2.5 montre lorientation des axes utilise pour la modlisation.

(2.2)

(2.3)


23/71


23

Fig2.5 Orientation des axes

2.4.2 Paramtres sismiques

Selon le dcret n91-461 du 14 mai 1991 relatif l a prvention des risques sismiques, le terrain sesitue en zone IB (sismicit faible). Toutefois, selon le dcret n2010-1255 du 22 octobre 2010 portantsur la nouvelle dlimitation des zones de sismicit, qui entre en vigueur en mai 2011, le terrain sesitue en zone de sismicit 3 (modre). Par ailleurs, le profil stratigraphique du sol tant constitu dedpts de sable de densit moyenne, le sol est de classe C (selon Eurocode 8). Enfin, en rglegnrale, les btiments produisant de lnergie sont classs dans la catgorie dimportance IV qui estla plus restrictive. Toutefois, la chaufferie ne fournit de lnergie qu une unique usine, larrt de sonfonctionnement ne constitue donc pas une priorit pour la protection civile. Elle est alors de catgoriedimportance II comme btiment courant (NF EN 1998-1, Art. 4.2.5).

Tous ces paramtres amnent aux valeurs suivantes (EC 8) :

agR= 1,1 m/s l= 1,0 ag= 1,1 m/s S = 1,15 TB= 0,20 s TC= 0,60 s TD= 2,0 s = 0,2

En ce qui concerne le coefficient de comportement, sa dtermination a t effectue partir delarticle 5.2.2.2 de lEC8. Les hypothses prises pour le calcul de cette valeur sont un systme en

portique, avec une ductilit classe moyenne (DCM) et rgulier en lvation. La valeur obtenue estdonc : q = 3,3.

2.4.3 Combinaisons sismiques

Comme prcis prcdemment, tant donn que la structure du btiment correspond des portiquesen bton arm avec remplissage en maonnerie, le sisme vertical suivant Z doit tre pris en compte.Les combinaisons suivantes seront alors appliques [1] :

Poteaux centraux : E Ex 0,3Ey 0,8EzE 0,3Ex Ey 0,8EzE 0,3Ex 0,8Ey Ez

(2.4)

(2.5)


24/71


24

M2

k2

M1

k1

Poteaux de rive : E Ex 0,3Ey 1,0EzE 0,3Ex Ey 1,0EzE 0,3Ex 1,0Ey Ez

Poteaux dangle :

E Ex 0,3Ey 1,2Ez

E 0,3Ex Ey 1,2EzE 0,3Ex 1,2Ey Ez

Cela revient 24 combinaisons par type de poteaux. Il faut rappeler que les efforts sismiques en Zsont majors de1,47 puisque 70% de masses cumules na pas t atteintes dans cette direction. Dslors, les combinaisons les plus dfavorables sont les suivantes :

Pour les poteaux centraux : 1,0. 0,3. 0,8 1,47. 1,0. 0,3. 1,18. Pour les poteaux de rive : 1,0. 0,3. 1,0 1,47.

1,0. 0,3. 1,47.

Pour les poteaux dangle : 1,0. 0,3. 1,2 1,47. 1,0. 0,3. 1,77.

2.5 Mthode simplifie

Pour simplifier la structure, celle-ci est ramene un systme deux degrs de libert (ddl). Cettesimplification a t adopte car les seules dalles occupant toute la surface du btiment sont celles du1ertage et celles de couverture. De ce fait, deux masses sont concentres ces deux niveaux pourarriver au modle en oscillateur simple suivant (Fig2.6).

Fig2.6 Systme simplifi deux degrs de libert

Les masses (M1, M2) sont exprimes en kg et les rigidits (k1, k2) en N/m. La rpartition des massesest prsente sur la figure Fig2.6. Etant donn que le plancher du 1ertage est 3,31m du RDC, tousles lments situs une altitude allant de 1,66m 11,20m sont pris en compte dans la masse M1.Ainsi, tout ce qui se trouve plus de 11,20m est considr dans la masse M2 et les lments unealtitude infrieure 1,66m sont directement ramens aux fondations.La dtermination des rigidits seffectue laide de la modlisation Robot. En effet, il suffit de releverle dplacement de la structure lors de lapplication dune charge horizontale et la rigidit correspond

(2.6)

(2.7)

(2.8)

(2.9)

(2.10)


25/71


25

x1F x1

Fx2

k1

k2 k2

k1

au rapport de cette force sur la flche. Le calcul des deux rigidits est dcrit sur la figure suivante(Fig2.7).

a) b)

Fig2.7 Schma explicatif du calcul des rigidits :

a) Dtermination de k1 b) Dtermination de k2

Lobjectif tant de supputer les priodes fondamentales de ce systme selon X et Y, une fois que tousles paramtres sont connus (mi et ki), il suffit alors de rsoudre lquation suivante qui conduit auxpulsations propres et donc aux priodes fondamentales : 0Il faut alors trouver les valeurs particulires de pour que le systme possde une solution nontrivialement nulle.

En prenant en compte la masse des poteaux, de la maonnerie, des treillis, des fermes et pannesmtalliques, des planchers et des silos restants, en considrant 20% des charges dexploitation et85% de la masse de charbon et deau comme pour la modlisation sur Robot, les masses

dtermines sont les suivantes : 1 1,785 102 2,313 10Pour dterminer la rigidit du systme, une force de 1 000 kN est rpartie linairement le long de lafaade. Ainsi, selon laxe et la rigidit calculer, la force est applique de la manire suivante(Fig2.8). Il est noter que, pour la rigidit k2 en X, la charge a t applique au sommet du noyaucentral puisque cest cet endroit que se trouve lessentiel de la masse (venant des silos).

a) b)

(2.11)

(2.12)


26/71


26

c) d)

Fig2.8 Dtermination des rigidits :

a) k1 en X b) k1 en Y

c) k2 en X d) k2 en Y

Les dplacements observs sont alors de :

en X : 1 0,03852 2 0,04752 ; en Y : 1 0,01963 2 0,05426 Ceci donne donc les rigidits :

en X : 2,596 10/ 8,467 10/ ; en Y : 5,094 10/ 3,643 10/

Exemple : Calcul de la priode fondamentale en X

Les matrices sont les suivantes :

10 2,596 2,5962,596 11,063 et 10 1,785 00 2,313 10 2,596 1,785 2,5962,596 11,063 2,313 avec :

| | 0 4,129.A - 25,752.A + 21,981 = 0 ,, ,, ,, ,,

Avec : = 2.f et T = 1/f (en secondes)

La priode fondamentale en X est alors : Tx= 0,20 seconde.En rptant le mme calcul dans laxe Y, la priode fondamentale trouve est de : Ty= 0,23 seconde.

Voici un tableau rcapitulatif afin de pouvoir comparer ces rsultats :

Tab2.1 Rsultats de la simplification avec systme 2ddl

D

0,18 0,20 11%

0,19 0,23 21%

(2.13)

(2.14)

(2.15)

(2.16)

(2.17)

(2.18)


27/71


27

A partir de cette mthode, les rsultats obtenus sont presque semblables puisque la plus grandediffrence est de lordre de 20%. Le fait que les valeurs calcules soient si proches confirme bien quela rpartition des masses est plutt juste. De plus, dans les deux cas, il est noter que la priodefondamentale en X est plus petite que celle en Y et cela taie la vraisemblance des rsultats. En effet,la structure tant plus large dans laxe X, elle est donc plus rigide dans cette direction, ce qui setraduit par une priode plus faible sur cet axe.Si une plus grande prcision dans les rsultats est souhaite, le modle peut tre discrtis plusfinement en augmentant le nombre de masses considrer. Cependant, le calcul deviendra alorsbeaucoup plus lourd. Ainsi, pour vrifier la fiabilit des rsultats obtenus, il est prfrable de seramener un systme avec peu de degrs de libert, mais ayant une bonne rpartition des masses.

2.6 Vrification de la structure

La vrification portera uniquement sur les poteaux restants dans le btiment final pour que lesrsultats puissent tre compars par la suite. Leur disposition est expose sur la figure suivante(Fig2.9). En effet, le but est de sassurer que lhypothse de non-aggravation des efforts est bienrespecte dans les poteaux qui seront toujours prsents dans le btiment transform.

Fig2.9 Disposition des poteaux tudis Vue en plan 1er

tage

2.6.1 Efforts agissants

Le calcul des efforts se fait aux tats limites accidentels (ELA) et les sollicitations se dduisent grce la formule suivante :

Avec, FA: la valeur accidentelle (ici le sisme)= 0,65 (norme NF P 06-001)A noter que les coefficients bet ssont rduits et valent respectivement 1,15 et 1,00 ; conformment larticle 2.4.2.4 de lEurocode 2 sur les coefficients partiels relatifs en situation accidentelle. Ainsi, la

(2.19)


28/71


28

rsistance des sections est analyse face la flexion compose, au flambement et aux effortstranchants.

2.6.2 Efforts rsistants

Pour les poteaux de faades, leur section varie de 33x40 40x50 ; tandis que pour les poteaux dunoyau central, leur section est de 70x100. Le principe de ferraillage des poteaux est connu grce aurapport de diagnostic des structures ralis par GINGER CEBTP (Annexe A). En effet, laide dunpachomtre de type FERROSCAN, des mesures ont t effectues par dtection linaire et parimagerie pour vrifier les enrobages du ferraillage en partie courante. De ce fait, le principe deferraillage suivant (Fig2.10) peut tre dduit.

Fig2.10 Principe de ferraillage des poteaux du noyau central

Il est noter que toutes les armatures ne sont pas reproduites sur cette figure. La mthode dedtection des aciers utilise se limite lenrobage. Ainsi, toutes les armatures transversales ne sontpas connues prcisment. Il est alors suppos quil sagit dpingles ayant la mme section que lecadre.

Moment rsistant :

Le moment rsistant est calcul partir du logiciel EXPERT BA qui permet de dimensionner deslments en bton arm selon lEurocode 2. Pour cela, plusieurs paramtres doivent tre pris encompte tels que le type deffort (dans ce cas la flexion compose), la classe dexposition, le type debton et dacier, la section darmatures, lenrobage et lexcentrement. Ce dernier paramtre est en faitle rapport entre le moment et leffort normal sollicitants au centre de gravit.En ce qui concerne les poteaux mtalliques noys dans la maonnerie, le moment rsistant estobtenu grce la formule suivante :

O, Welest le moment lastique de la section (en m

3

)fe= 235 MPas= 1,0

(2.20)


29/71


29

Flambement :

Contrairement au moment rsistant, leffort rsistant au flambement NRd nest pas dtermin parEXPERT BA car lexcentrement de la charge axiale nest pas pris en compte. Il ny est donc paspossible dtudier ce phnomne dinstabilit pour une flexion compose. Il a fallu utiliser la mthodegnrale de lEurocode 2 (art. 5.8.6) qui applique la mthode de Faessel. Pour le calcul de N Rd, cettemthode est base sur une analyse non linaire au second ordre qui prend en considration les non-linarits gomtriques (effets du 2nd ordre), le fluage, ainsi que les lois de comportement exactes dubton.Pour le flambement des aciers, le logiciel Robot Structural et son option Dimensionnement Acier sont employs puisquils permettent dtudier la rsistance aux instabilits des barres uniformesflchies et comprimes. De ce fait, la combinaison de flexion et de compression axiale doit satisfaireles conditions suivantes (EC3 - art. 6.3.3) :

Avec : NEd , My,Ed et Mz,Ed, les valeurs de calcul de l'effort de compression et des momentsmaximaux dans la barre par rapport respectivement l'axe Y et l'axe Z ;

My,Ed ,

Mz,Ed, les moments provoqus par le dcalage de l'axe neutre pour les sections deClasse 4 ;cy et cz , les facteurs de rduction dus au flambement par flexion ;cLT , le coefficient de rduction d au dversement ;kyy , kyz , kzy , kzz , des facteurs d'interaction ;M1, coefficient partiel pour rsistance des barres aux instabilits ;NRk, Mi,Rk, valeurs caractristiques de la rsistance la compression et la flexion.

Effort tranchant :

La vrification pour leffort tranchant ne se fait pas uniquement sur la capacit rsistante de la section.Elle concerne aussi certaines dispositions constructives comme lespacement maximal des cadres.Ainsi, les quatre conditions suivantes doivent tre examines :

. , 0,2. ;5

.

0,9.

, 0,9. ; 40

.., 0,4

(2.21)

(2.22)

(2.23)

(2.24)

(2.25)

(2.26)


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30

O : st, lespacement entre armatures transversales ;st,max, lespacement maximal entre armatures transversales ;At, laire des armatures transversales ;h, b0, d, les ctes de bton.

Pour les poteaux mtalliques, leffort tranchant rsistant est dtermin de la manire suivante :

Avec : VRd, leffort tranchant rsistant ;

Avi, laire de cisaillement selon laxe i.

2.6.3 Rsultats

Les poteaux analyss ont t rpartis dans quatre familles :- Noyau central,- Faade Nord,- Faade Ouest,- Faade Est.

La distribution sest effectue de cette faon afin de regrouper les poteaux qui avaient la mmesection. Pour une meilleure comprhension, cette rpartition est explicite dans la figure Fig2.11.Effectivement dans chaque groupe, les sections des poteaux sont en gnral les mmes ; cest--direune section de 70x100 pour le noyau central, 33x40 pour la faade Nord et 40x50 pour les faadesOuest et Est. Dans le cas de la faade Est, deux poteaux diffrent des autres puisquil sagit depoteaux mtalliques prsents dans la maonnerie. Le poteau en acier langle du btiment une

section compose de deux UPN 180 placs 90lun de lautre ; et lautre poteau est un IPE 300.

Fig2.11 Rpartition des poteaux tudis

(2.27)


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31

Fig2.12 Poteaux mtalliques Vue en plan de 1942

Pour chaque famille, les efforts maximaux statiques et sismiques (efforts normaux, moments, effortstranchants) ont t relevs. Ainsi, ces valeurs sont utilises pour vrifier si les sections-type dechaque groupe peuvent reprendre ces efforts. Le tableau suivant (Tab2.2) prsente ces efforts auxELA pour chaque ensemble.

Tab2.2 Efforts agissants aux ELA dans le btiment existant

La premire constatation vidente est que les poteaux du noyau central sont beaucoup plus sollicitsque ceux de faade. Ceci est normal tant donn leur section plus importante et le fait quils portentles quatre silos. Ensuite, pour les poteaux de faade, les efforts paraissent assez similaires, exceptpour la faade Ouest qui semble plus sollicite. Ces valeurs plus importantes viennent du fait que les

treillis, qui supportent la passerelle mtallique en plus de la toiture, reposent sur cette faade. De cefait, leffort normal est beaucoup plus lev, leffort tranchant en X est plus grand cause de la forcehorizontale due au poids des poutres-treillis et donc le moment en Y est videmment plus important.

Les capacits rsister des diffrents poteaux sont exposes dans les points ci-dessous.

Flexion :Le tableau comparatif suivant prsente les moments rsistants et agissants par poteau.

Tab2.3 Moments rsistants dans le btiment existant

Except pour une valeur, il apparat que les poteaux de la structure soient en mesure de reprendre laflexion lors dun sisme. En gnral, leur capacit rsistante est assez leve puisquelle reprsentesouvent le double du moment agissant.

E

() () () (.) (.)

C 307,14 32,58 17,45 15,82 34,26

51,43 8,46 4,60 3,02 1,37

94,94 12,82 1,34 0,79 15,94

E 54,81 5,00 3,49 1,44 10,04

E

A ( .) ( .) A ( .) ( .)

15,82 37,94 34,26 73,193,02 7,31 1,37 4,29

0,79 2,02 15,94 21,38

B 1,44 5,88 10,04 21,60

2 180 0,88 4,05 5,14 4,05

E 300 0,94 1,89 4,72 13,09

E

E E


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Flambement :Le tableau comparatif suivant prsente les efforts rsistants et agissants par poteau pour leflambement.

Tab2.4 Rsistance au flambement dans le btiment existant

Ici, il savre que beaucoup de poteaux prsentent un problme face au flambement lors dun sisme.En effet, puisque les moments sont plus levs que dans le domaine statique, cela provoque un

excentrement de la charge axiale plus important qui facilite le phnomne dinstabilit. Seuls lespoteaux du noyau central semblent tre largement capables de rsister au flambement grce leursection importante (70x100). Pour les poteaux de faade, ils paraissent plus prompts flamber dansle sens de la faible inertie de leur faade. Cela sexplique par le fait que dans les faades enmaonnerie, il y a des chanages en bton qui diminuent alors la longueur de flambement dans cesens. Il faudra porter une attention particulire sur cette observation, car elle saccentuera aprs latransformation de lexistant. Effectivement, mme si les charges normales seront moins grandes, leplancher du premier tage sera retir et la longueur de flambement augmentera dans le sens le plusvulnrable. Les poteaux de la faade Ouest apparaissent particulirement en difficult face aux effortssismiques. Comme cela a t indiqu auparavant, cela se justifie par les poutres-treillis massives quiprennent appuis sur ces poteaux.

Tranchant :Pour les efforts tranchants, un premier tableau vrifie si les quatre conditions sont remplies (formules2.23 2.26) pour les poteaux en bton arm et un deuxime tableau prsente les efforts tranchantsrsistant et agissant pour les poteaux mtalliques.

Tab2.5 Conditions sur leffort tranchant dans lexistant

A ( .) ( .) A ( .) ( .)

307,14 589,41 307,14 467,52

51,43 14,22 51,43 59,15

94,94 79,95 94,94 71,26

B 54,81 104,91 54,81 60,30

2 180 46,83 29,12 46,83 40,34

E 300 38,04 18,20 38,04 71,12

E

E E

E E E E E E E E

() 0,481 0,262 0,704 0,389 0,691 0,074 0,269 0,192

,() 3,061 3,061 3,061 3,061 3,061 3,061 3,061 3,061

/(0,9./) 0,00228 0,00124 0,00333 0,00184 0,00327 0,00035 0,00127 0,00091

A/(0.) 0,00073 0,00064 0,00117 0,00096 0,00096 0,00077 0,00096 0,00077

() 30 30 30 30 30 30 30 30

,() 40 40 40 27 40 33 40 33

0,4 0,40 0,40 0,40 0,40 0,40 0,40 0,40 0,40

A./(0.,) () 0,13 0,11 0,25 0,25 0,17 0,17 0,17 0,17

E


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Tab2.6 Efforts tranchants rsistants des poteaux mtalliques dans lexistant

Tout dabord, pour les poteaux en bton arm, la condition sur lespacement des armaturestransversales et celle sur le bton sont respectes (2.23 et 2.25). Cependant, il y a un souci au niveaude la condition sur les aciers (2.24) et sur la dernire inquation (2.26). Cela peut sexpliquer par lafaible section des armatures transversales (RL7). De plus, la disposition constructive dicte parlexpression (2.26) nest jamais satisfaite. Ceci est comprhensible puisque cette rgle nexistait pas lpoque de la construction. En ce qui concerne les deux poteaux en acier, leffort tranchant est reprisaisment.

Au final, ce qui a t not est que la structure rsiste assez bien en flexion bien quil y ait un rel

problme sur le flambement des poteaux. En effet, avec des moments de flexion plus importants, lacapacit rsister des poteaux face cette instabilit diminue fortement. Cette remarque sappliquesurtout pour le flambage dans le sens de la faible inertie des faades car la longueur de flambementdes poteaux y est plus importante. Enfin, pour les efforts tranchants, les aciers transversaux sont engnral insuffisants. Tous ces rsultats seront compars avec ceux obtenus pour lexistant transformafin de pouvoir confirmer ou non lhypothse de non-aggravation des efforts lors dun sisme.

A ( .) ( .) A ( .) ( .)

2 180 3,62 20,49 1,47 20,49

E 300 4,02 34,87 1,49 21,78

E E


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3 Btiment transform

3.1 Description

Une bonne partie de ldifice existant sera dmoli et seuls quelques lments resteront pour louvragefinal. En effet, trois faades sur les quatre seront gardes ainsi que le noyau central qui porte les silos(la faade dtruite est celle au sud). Les dalles de couverture en bton dorigine seront remplacespar des bacs acier et les dalles prsentes dans le noyau central seront substitues par des plancherscollaborant. Il faut noter que la nouvelle cage dascenseur a t solidarise lexistant afindaugmenter sa capacit de contreventement. Le but est de ramener les efforts un peu plus auxpoteaux du noyau central tant donn leur forte inertie. Tous ces changements se retrouvent dans lenouveau modle visible sur la Fig3.1.

Fig3.1 Modlisation sous Robot Structural du btiment transform

Cet ensemble est examin indpendamment des futurs btiments car un JD dune vingtaine decentimtres est prvu pour que les nouvelles structures ne sappuient pas sur lexistant. En outre, lespoutres en bton qui soutenaient certaines dalles de couverture seront supprimes et remplaces pardes fermes et pannes mtalliques en I. Il est noter limportante paisseur de la dalle de RDC (32cm)qui jouera le rle de radier . Cest pourquoi elle sera reprsente dans la modlisation au vu de cetapport de rigidit. En effet, cette dalle amne de la charge verticale en plus, et elle permet deliaisonner toutes les fondations entre elles.

3.2 Modlisation

Le mme souci de rduction du nombre de modes propres est prsent avec ce modle. Par rapportau cas prcdent, le nombre de modes est plus difficile diminuer. Etant donn le peu de masses exciter et la prsence de limportante dalle au RDC, il est compliqu pour le modle dexciter toutesles masses.


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3.2.1 Matriaux

Pour tous les lments restants, les matriaux dfinis sont videmment les mmes que ceux citsprcdemment. Voici un bref rappel de leurs caractristiques :

Pour le bton :o fcj= 1.10*fc,28= 17.6 MPa (car j > 60 jours)o Eb= 11 000*fcj

1/3= 27 720 MPao = 0.20o = 2 453 kg/m3

Pour lacier :o fe= 235 MPao Es= 210 000 MPao = 0.30o = 7 850 kg/m3

Pour la maonnerie :o E1= 9 800 MPao E2= 5 200 MPao G = 5 120 MPao = 0.15o S1= 17.85 MPao S2= 10.6 MPao = 2 100 kg/m3

Pour les nouveaux lments ajouts comme, la cage dascenseur, les dalles de couvertures et lesplanchers collaborant du noyau central. Les caractristiques des matriaux utiliss sont celles qui sont

couramment utilises :

Pour le bton :o fcj= 25 MPao Eb= 11 000*fcj

1/3= 32 000 MPao = 0.20o = 2 453 kg/m3

Pour lacier :o fe= 235 MPao Es= 210 000 MPao = 0.30

o = 7 850 kg/m3

3.2.2 Charges

Dans le btiment transform, les charges suivantes ont t appliques :

Pour la dalle de RDC : une charge permanente de 500kg/m cause de la chape importantetant donn que la nouvelle dalle sera 25cm au-dessus de lancienne. Et une chargedexploitation de 500kg/m dont 20% sera considr pour le calcul modal.


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36

Pour les planchers intermdiaires : ce sont des planchers collaborant, avec une chargepermanente de 100kg/m et une charge dexploitation de 500kg/m dont 20% sera considr pourle calcul modal.

Pour les dalles de couverture : ce sont des bacs acier dune paisseur de 5cm de bton, et unecharge permanente de 50kg/m (tanchit+bac, normalement gal 30kg/m). La neige ne serapas compte comme charge dexploitation car la concomitance des actions nest pas prise encompte.

3.3 Calcul sismique

3.3.1 Modes propres

Lanalyse modale amne considrer 358 modes propres afin de ne pas dpasser la frquence decoupure, les masses cumules obtenues selon les directions sont les suivantes :

En X : 66,22 % de masses cumules, En Y : 66,0 % de masses cumules, Et en Z : 73,05 % de masses cumules.

Par consquent, tant donn que 70% des masses cumules ne sont pas atteintes, les actionssismiques en X et en Y seront majores de 1,51. En revanche, pour lanalyse sismique selon Z se feraavec un mode rsiduel. Les priodes fondamentales calcules avec cette modlisation sont lessuivantes :

En X : T0= 0,50 seconde, En Y : T0= 0,40 seconde.

Ces valeurs seront compares avec les rsultats obtenus partir dun calcul simplifi. Lavraisemblance de ces donnes peut dores et dj tre constate par le fait que la structure estcense tre plus rigide selon Y. En effet, puisquil manque une faade entirement pour lecontreventement en X, il serait plus logique que la priode fondamentale soit plus leve dans cettedirection. La figure Fig3.2 montre lorientation des axes utilise pour la modlisation.

Fig3.2 Orientation des axes


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37

3.3.2 Paramtres sismiques

Comme cela a t mentionn dans le chapitre 2.4.2, le terrain est en sismicit de classe 3 avec un solde classe C (selon lEurocode 8). De plus, tant donn que le btiment sapparente une institutionculturelle, louvrage est de catgorie dimportance III, qui est donc plus restrictive que la catgorie II

tudie prcdemment. Toutefois, dans le cas o des travaux consquents sont envisags dans unbtiment existant, lEurocode impose que laction sismique soit minore 60% de celle du neuf.

Tous ces paramtres amnent aux valeurs suivantes (EC 8) : agR= 1,1 x 0,60 = 0,66 m/s l= 1,2 ag= 0,792 m/s S = 1,15 TB= 0,20 s TC= 0,60 s TD= 2,0 s

= 0,2

En ce qui concerne le coefficient de comportement, sa dtermination a t effectue partir delarticle 5.2.2.2 de lEC8. Les hypothses prises pour le calcul de cette valeur sont un systme enportique, avec une ductilit classe moyenne (DCM) et irrgulier en lvation puisquil manque unefaade complte. Le coefficient de comportement est alors multipli par 0,8. La valeur obtenue estdonc : q = 2,4.

3.3.3 Combinaisons sismiques

Comme pour lexistant, les 24 combinaisons sismiques sont compares afin de dterminer lesquellessont les plus dfavorables. Il faut rappeler que les efforts sismiques en X et Y sont majors de1,51puisque 70% de masses cumules na pas t atteintes dans ces directions. Ds lors, lescombinaisons les plus dfavorables sont les suivantes :

Pour les poteaux centraux : 1,51. 0,3 1,51. 0,8. 1,51.0,45. 0,8. Pour les poteaux de rive : 0,3 1,51. 1,51. 1,0.

0,45.

1,51.

1,0.

Pour les poteaux dangle : 1,51. 0,3 1,51. 1,2. 1,51.0,45. 1,2.

3.4 Mthode simplifie

Cette mthode de simplification est similaire celle utilise pour le btiment existant dans le chapitreprcdent. Elle consiste assimiler la structure un modle monomodal (Fig3.3) pour pouvoir yappliquer aisment la formule de la priode fondamentale :

2

(3.1)

(3.2)

(3.3)

(3.4)


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38

m

k

Avec, m, la masse considre en kgk, la rigidit de la structure en N/m

Le btiment nayant pas dtages et de planchers intermdiaires, la rpartition de la masse est simplepuisque la masse considre pour le calcul correspond la masse de la moiti suprieure delouvrage. La masse de la moiti infrieure tant directement ramene directement aux fondations. Larpartition des masses est explique dans la Fig3.3.La rigidit k de la structure est dtermine laide de la modlisation faite du btiment sur Robot.Pour cela, une charge horizontale est applique sur louvrage et le dplacement de la structure estrelev. Le rapport de ces deux dernires valeurs donne alors cette rigidit.

Fig3.3 Simplification pour analyse monomodale

En prenant en compte la masse des poteaux, de la maonnerie, des treillis, des fermes et pannes

mtalliques, des planchers et des silos restants, et considrant 20% des charges dexploitationcomme pour la modlisation sur Robot, la masse m a pour valeur : m = 1 059 682 kg.

Pour dterminer la rigidit du systme, une force de 1 000 kN est rpartie linairement le long dusommet de la faade. Ainsi, selon laxe, la force est applique de la manire suivante (Fig3.4). Il est noter que, pour la rigidit en X, la charge a t applique au sommet du noyau central puisque cest cet endroit que se trouve lessentiel de la masse.

a) b)

Fig3.4 Dtermination de la rigidit k

a) Rigidit en X b) Rigidit en Y

Les dplacements obtenus sont alors : En X : fx= 0,455 cm, donc kx= 2,198 x 10

8N/m (3.5)


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39

En Y : fy= 0,274 cm, donc ky= 3,650 x 108N/m

A priori, ces premiers rsultats semblent logiques puisque la structure est plus rigide dans la directionY. Cette constatation dj nonce vient du fait quil manque une faade entire en X ce qui signifiealors une perte importante de rigidit dans cette direction.

Les priodes fondamentales calcules partir de cette mthode sont alors : Tx= 0,44 seconde Ty= 0,34 seconde.

Voici un tableau rcapitulatif afin de pouvoir comparer ces rsultats :

Tab3.1 Rsultats de la simplification avec Robot

Ainsi, avec cette mthode, les rsultats sont trs proches de ceux qui ont t obtenus par lanalysemodale de Robot Structural puisque la diffrence ne dpasse pas 15%. Cette forte similitude dans lesvaleurs calcules pourrait provenir de la simplicit de la structure qui a permis une rpartition de lamasse triviale. De ce fait, pour des btiments faciles ramener un modle monomodal, cettemthode, qui demande peu de calcul (dtermination de m et k), peut tre un bon moyen de vrifier lesrsultats obtenus lors dune analyse modale.

3.5 Vrification de la structure

La mme vrification effectue dans le chapitre 2.6 est applique ici. Les poteaux restants sontanalyss la flexion, au flambement et leffort tranchant, et la structure est soumise des effortscalculs aux ELA. La disposition des poteaux restants et leur groupement sont rappels sur la figuresuivante.

D

0,50 0,44 12%

0,40 0,34 15%

(3.6)


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40

Fig3.5 Rpartition des poteaux tudis

Le calcul des efforts rsistants sexcute de la mme manire quauparavant. Etant donn que lespoteaux sont sujets de la flexion compose, linteraction entre les rsistances la flexion et auflambement sera prise en compte. De plus, pour le tranchant, les poteaux en bton devront rpondreaux mmes quatre conditions tandis que pour les lments en acier, la vrification porte uniquementsur leffort rsistant. Les quatre inquations sont les suivantes :

. , 0,2. ;5 .

0,9.

, 0,9. ; 40 .., 0,4

Le tableau suivant prsente les efforts agissants sur lexistant transform combins aux ELA pourchaque ensemble.

Tab3.2 Efforts agissants aux ELA dans le btiment transform

E

() () () (.) (.)

C 178,80 13,65 6,89 16,19 25,77

45,64 2,66 3,14 6,67 1,29

87,44 17,51 1,28 4,26 23,95

E 62,95 5,34 3,95 3,23 15,75

E

(3.7)

(3.8)

(3.9)

(3.10)


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41

Comme prcdemment, ce sont les poteaux du noyau central qui sont le plus sollicits avec de fortescharges axiales malgr les silos vids. Par ailleurs, parmi les poteaux de faade, les efforts sont,encore ici, gnralement plus importants dans la faade Ouest. Ceci est logique puisque les fermesmtalliques quelle soutient sont toujours en place.Une premire comparaison peut tre ralise entre le btiment de dpart et celui tudi, au niveaudes efforts agissants rpertoris.

Tab3.3 Tableau comparatif des efforts agissants dans lexistant et le btiment transform

Dans un premier temps, en ce qui concerne le noyau central, il est constat que les efforts normaux ettranchants sont rduits considrablement (presque de moiti). Nanmoins, au niveau de la flexion, lesvaleurs restent sensiblement les mmes. Pour les faades Nord et Ouest, bien que les chargesaxiales aient t diminues, le tranchant demeure similaire et les moments dans laxe faible desvoiles augmentent de manire significative. Pour la faade Est, mme si les valeurs obtenuessubsistent au mme ordre de grandeur, cest le btiment transform qui est le plus sollicit.Par consquent, il est noter que nonobstant un chargement moins important, certains poteaux se

retrouvent tout de mme plus sollicits dans le nouveau cas. Cela est d un nouveau cheminementdes efforts. De plus, la structure est maintenant affaiblie avec la suppression de plusieurs lments etdes longueurs de flambement plus dfavorables. Une tude doit tre mene quant la capacit dersistance des poteaux restants. Pour cela, les efforts rsistants sont dvelopps dans les pointssuivants.

Flexion :Le tableau comparatif suivant prsente les moments rsistants et agissants par poteau.

Tab3.4 Moments rsistants dans le btiment transform

En gnral, la flexion est bien reprise par les poteaux, en particulier pour les imposants poteaux dunoyau central. Cependant, certains lments comme les poteaux mtalliques et ceux de la faadeOuest montrent une incapacit rsister aux moments dans laxe faible de leur faade. Ceci peut tre

prjudiciable pour le phnomne de flambement puisquil a t remarqu dans le chapitre prcdentque les poteaux avaient tendance cder dans ce sens. Une attention particulire devra tre porte

E

() () () (.) (.)

E 307,14 32,58 17,45 15,82 34,26

178,80 13,65 6,89 16,19 25,77

E 51,43 8,46 4,60 3,02 1,37

45,64 2,66 3,14 6,67 1,29

E 94,94 12,82 1,34 0,79 15,94

87,44 17,51 1,28 4,26 23,95

E 54,81 5,00 3,49 1,44 10,04 62,95 5,34 3,95 3,23 15,75

E

A ( .) ( .) A ( .) ( .)

16,19 57,86 25,77 87,27

6,67 10,81 1,29 4,43

4,26 9,77 23,95 20,08

B 3,23 10,05 15,75 20,84

2 180 1,36 4,05 21,90 4,05

E 300 1,46 1,89 24,37 13,09

E

E E


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42

sur ce point lors de ltude de cette instabilit. Enfin, il faut souligner que pour lexistant, presque tousles lments pouvaient faire face aisment la flexion, mais ici ce nest pas le cas.

Flambement :Le tableau comparatif suivant prsente les efforts rsistants et agissants par poteau pour leflambement.

Tab3.5 Rsistance au flambement dans le btiment transform

Par rapport au cas antrieur, ce sont les mmes poteaux qui prsentent un problme dinstabilit une exception prs. Toutefois, pour certaines valeurs rsistantes dpasses, lcart est encore plusgrand quauparavant, notamment pour la faade Ouest et les poteaux en acier. Cela vient, commeprcis juste avant, des moments de flexion plus levs puisque cela gnre un excentrement de lacharge axiale plus dsavantageux. Il faut rappeler que la chute des efforts rsistants par rapport ceux de lexistant vient du fait que les longueurs de flambement sont plus leves. Par exemple, ladmolition du plancher du premier tage provoque un ajout de 3,33m certaines longueurs deflambement.Ds lors, pour le flambement aussi, le cas du btiment transform semble tre plus dfavorable que

celui de la structure existante.

Tranchant :Comme prcdemment, un premier tableau vrifie si les quatre conditions sont remplies (formules 3.7 3.10) pour les poteaux en bton arm et un deuxime tableau prsente les efforts tranchantsrsistant et agissant pour les poteaux mtalliques.

Tab3.6 Conditions sur leffort tranchant dans le btiment transform

A ( .) ( .) A ( .) ( .)

178,80 368,27 178,80 333,50

45,64 19,85 45,64 58,71

87,44 57,89 87,44 61,38

B 62,95 87,51 62,95 56,21

2 180 58,28 21,49 58,28 7,35

E 300 37,17 12,25 37,17 45,44

E

E

E

E E E E E E E E

() 0,202 0,103 0,221 0,265 0,943 0,070 0,288 0,217

,() 3,061 3,061 3,061 3,061 3,061 3,061 3,061 3,061

/(0,9./) 0,00095 0,00049 0,00105 0,00125 0,00446 0,00033 0,00136 0,00103

A/(0.) 0,00073 0,00064 0,00117 0,00096 0,00096 0,00077 0,00096 0,00077

() 30 30 30 30 30 30 30 30

,() 40 40 40 27 40 33 40 33

0,4 0,40 0,40 0,40 0,40 0,40 0,40 0,40 0,40

A./(0.,) () 0,13 0,11 0,25 0,25 0,17 0,17 0,17 0,17

E


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43

Tab3.7 Efforts tranchants rsistants des poteaux mtalliques dans le btiment transform

Contrairement la flexion et au flambement, les valeurs des efforts tranchants rsistants sont plusfavorables dans la transformation de lexistant, bien que plusieurs conditions ne soient pasrespectes. Effectivement, comme auparavant, les modalits pour la rsistance du bton (3.7) etlespacement des armatures transversales (3.9) sont obies. Cependant, dans ce cas, quelquesingalits concernant la rsistance de lacier (3.8) sont satisfaites mme si cette condition nest jamaissuivie dans le sens de laxe faible des faades. La quatrime expression (3.10) traduisant ladisposition constructive sur la non-fragilit des armatures transversales nest jamais vrifie. Pour lesdeux poteaux en acier, leffort tranchant est repris aisment.

Par consquent, lhypothse de non-aggravation des efforts ne peut pas tre applique pour lebtiment transform. Tout dabord, au niveau des efforts agissants, il a t observ que malgr lechargement moins important, certains poteaux se retrouvaient plus sollicits. Cela peut venir de lasuppression de plusieurs lments qui provoque un cheminement des efforts diffrent. Ainsi, alorsque pour lexistant la flexion ne prsentait pas de problme, ce nest plus le cas pour la transformationde la chaufferie. De ce fait, avec des moments plus grands et des longueurs de flambement plusimportantes, le souci de flambement, dj prsent dans lexistant, saccentue dans le nouvel difice.Seul leffet de leffort tranchant semble moins prsent, bien quune des dispositions constructives nesoit toujours pas vrifie tant donn lanne de construction de la chaufferie.

A la lumire de tous ces rsultats, un systme de renforcement doit tre mis en place afin de palliertous les problmes voqus. Celui-ci concernera essentiellement les poteaux de faade puisque ceux

du noyau central nont de souci quau niveau du tranchant.

3.6 Renforcement

3.6.1 Renfort des poteaux de faade

Flexion et flambement :

Le systme de renforcement est labor pour lutter face la flexion et au flambement uniquement dusaux efforts sismiques. En effet, pour le domaine statique, il est vident que les poteaux existantsrsistent puisque cela fait presque un sicle que le btiment subsiste. Pour sen assurer, une tudestatique a t mene. Les tableaux suivants montrent quen phase statique, les poteaux sont enmesure de faire face au phnomne dinstabilit. Les efforts sont calculs aux Etats Limites Ultimes(ELU) et donc les coefficients de scurit bet sprennent les valeurs respectives 1,5 et 1,15 pour lecalcul des efforts rsistants.

A ( .) ( .) A ( .) ( .)

2 180 6,52 20,49 1,91 20,49

E 300 7,46 34,87 1,94 21,78

E E


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44

Tab3.8 Moments rsistants aux ELU dans le btiment transform

Tab3.9 Rsistance au flambement aux ELU dans le btiment transform

Au travers de ces deux tableaux, il est observ que, comme attendu, en phase statique les problmesde flexion et flambement ne se posent plus. Par consquent, les poteaux de renfort seront chargs dereprendre uniquement les efforts sismiques. Toutefois, il est aussi important de savoir si la structurenon renforce est capable de rsister face au vent. Cest la raison pour laquelle une rapide tude auvent a t mene.

Ce calcul a t ralis partir du NV 65. Selon la carte des zones des vents, louvrage se situe enrgion 2. La pression de rfrence 10m au-dessus du niveau du sol est donc de 600Pa en ventnormal et donc 1 050Pa en vent extrme (majoration de 75% du vent normal). Les coefficients depression ciet cevalent respectivement -0,3 et 0,8. De plus, avec une hauteur moyenne du btimentdenviron 20m et une plus grande dimension de la surface offerte au vent de 39m, le coefficient derduction est de 0,75. La vrification des efforts dus au vent seffectue sous trois combinaisons :

Combinaison 1 : efforts aux ELU avec les actions permanentes majores 1,35 (si lescharges permanentes sont dfavorables), et les charges dexploitation et le vent normalmultiplis par 1,5.

Combinaison 2 : efforts aux ELU avec les actions permanentes majores 1,0 (si les chargespermanentes sont favorables), et les charges dexploitation et le vent normal multiplis par1,5.

Combinaison 3 : efforts aux ELA avec le vent extrme.

Les rsultats de cette analyse sont rsums dans le tableau suivant (Tab3.10). La numrotation despoteaux est explicite par la figure Fig3.6.

A ( .) ( .) A ( .) ( .)

12,83 48,45 18,06 67,07

3,52 12,91 0,31 2,07

2,01 8,68 5,07 18,69

B 0,93 6,51 15,51 28,392 180 0,73 3,52 2,43 3,52

E 300 0,16 1,64 6,14 11,38

E E

E

A ( .) ( .) A ( .) ( .)

243,33 365,91 243,33 357,23

36,13 41,46 36,13 60,72

67,68 75,42 67,68 69,52

B 43,95 94,41 43,95 59,01

2 180 7,26 21,49 7,26 7,35

E 300 9,03 12,25 9,03 45,44

E E

E


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Fig3.6 Numrotation des poteaux

() (.) () (.) () (.) () (.)1 59,43 9,65 54,85 22,07 0 44,22 9,20 46,80 23,98 1

2 94,31 14,39 56,75 21,38 0 70,18 13,14 49,81 23,60 0

3 50,64 6,58 34,39 11,45 0 37,73 6,81 42,12 12,14 1

4 48,07 4,40 41,50 9,58 0 35,62 4,58 34,39 11,45 0

5 78,94 12,27 61,97 22,05 0 58,46 10,65 51,39 23,25 0

6 52,55 2,38 139,72 8,39 1 39,14 2,52 132,86 9,64 1

6 52,55 4,12 48,36 10,73 0 39,14 3,85 43,31 12,08 1

7 42,84 6,91 24,85 12,12 0 31,90 6,99 21,58 11,74 0

8 48,83 8,56 19,52 8,67 0 36,14 8,60 14,47 7,91 0

9 43,15 9,59 17,94 8,19 0 31,83 9,63 13,24 7,13 0

10 220,72 19,00 306,39 41,48 1 172,36 15,00 306,39 41,48 1

11 182,80 7,70 377,44 21,61 1 140,83 7,16 361,57 26,15 1

12 64,11 7,59 16,47 9,29 0 48,30 6,30 13,39 9,54 013 61,02 6,43 31,35 11,63 0 45,17 6,73 24,15 12,98 0

14 63,14 2,29 76,53 6,69 1 47,12 2,37 71,74 7,91 1

14 63,14 4,10 94,88 9,64 1 47,12 2,95 94,88 9,64 1

15 55,07 4,58 48,39 11,78 0 40,78 4,86 41,15 14,95 1

16 55,15 6,91 30,19 15,57 0 40,91 5,66 28,83 16,12 0

17 74,59 28,43 16,35 13,91 0 55,26 22,29 15,71 13,45 0

18 75,06 14,12 45,44 11,38 0 55,98 13,01 45,44 11,38 0

19 39,99 6,66 12,09 3,07 0 29,75 6,77 12,09 3,07 0

E 247,26 19,00 330,10 40,72 1 195,65 15,00 330,10 40,72 1

E 247,26 34,90 286,61 87,33 1 195,65 23,81 305,90 86,51 1

E

C

A A

E1 (1,35*+1,5*) E2 (1,0*+1,5*)


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Tab3.10 Tableaux de la rsistance des poteaux face au vent

Les efforts rsistants sont dtermins de la mme manire quauparavant, cest--dire avec le logicielEXPERT BA et larticle 5.8.6 de lEC2 pour le flambement. Un poteau est considr comme apte reprendre les charges dues au vent, lorsque les efforts rsistants sont suffisants dans les trois cas(ELU1, ELU2 et le cas Extrme). Les seuls lments qui rpondent toutes ces conditions sont lespoteaux dangle et les poteaux aux fortes dimensions se trouvant en faade ou dans le noyau central.Pour les autres, un renfort semble ncessaire ; cest donc le systme de renforcement destin reprendre les efforts sismiques qui reprendra les charges dues au vent. De ce fait, lors de llaborationde ce systme, il faudra pour chaque lment voir quel type deffort (sisme ou vent) seradimensionnant (cf. Annexe B).

Pour consolider ces faades et pour que les efforts sismiques puissent tre repris, la solution la plusplausible est la mise en place de poteaux mtalliques juste derrire les faades, scells sur lespoteaux existants. Ce procd est possible car lexistant et les ouvrages neufs sont espacs denviron25cm tout au long des faades au niveau de la maonnerie. Il faut souligner que cet espace diminue une dizaine de centimtres au niveau du soubassement en bton qui est plus pais que lamaonnerie quil supporte. Il faut sassurer que les profils dimensionns puissent passer dans cetespace. Les figures (Fig3.7 et Fig3.8) suivantes montrent le principe de disposition de ces poteaux.

() (.) () (.)

1 44,31 10,33 41,09 27,76 0

2 70,35 14,60 46,80 27,65 0

3 37,87 8,11 31,81 13,68 0 4 35,61 5,63 33,12 13,96 0

5 58,63 11,66 52,78 27,47 0

6 39,25 3,14 119,13 13,58 1

6 39,25 4,44 41,31 14,50 1

7 32,03 8,17 22,66 12,70 0

8 36,12 10,01 15,87 8,48 0

9 31,75 11,18 14,26 7,61 0

10 158,46 12,20 385,05 43,93 1

11 131,11 7,68 420,44 35,08 1

12 48,24 7,31 12,88 11,12 0

13 45,11 7,87 26,99 15,01 0

14 47,49 2,83 76,74 10,36 1 14 47,49 3,11 105,25 12,42 1

15 40,78 5,79 37,67 18,49 0

16 40,95 6,00 29,71 19,06 0

17 55,28 23,12 15,54 15,00 0

18 56,18 14,41 52,26 13,09 0

19 29,82 7,85 13,90 3,53 0

E 179,41 12,20 411,09 42,71 1

E 179,41 39,71 244,59 101,94 1

E

C

A

E


47/71


47

Fig3.7 Principe du renfort des poteaux de faade

Il est noter que tous les renforts mtalliques comme les profils, les platines et les cornires sontsouds entre eux. Les boulons liant les cornires au poteau existant sont placs au moins 8cm dubord du poteau afin dviter toutes armatures longitudinales. Les platines et cornires ne sont pasfilantes sur toute la hauteur du poteau mais disposes rgulirement aux points de fixation.

Fig3.8 Principe du renfort des poteaux dangle

Les profils sur les poteaux dangles sont directement fixs au poteau et la faade laide deboulons. Etant donn quau niveau du RDC, ce type de poteau est maintenu dans les deux sens (X etY) par le soubassement en bton, ces renforts sont mis en place uniquement le long de lamaonnerie. Par ailleurs, cause de la diffrence dpaisseurs entre le soubassement et lamaonnerie, il naurait pas t possible de descendre les profils jusquau RDC comme le montre lafigure Fig3.9.

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