1

الجمهىريت الجسائريت الديمقراطيت الشعبيت

و البحث العلميوزارة التعليم العالي

TITRE

Mode d'Instabilité Des Poteaux Rectangulaires Mixtes

Soumis Au Chargement Excentrée De Compression

FACULTE DES SCIENCES DE L’INGENIEUR

DEPARTEMENT DE GENIE CIVIL

Thèse d’Habilitation

Présentée en vue d‟obtention d‟habilitation universitaire

Option : Structures et

Matériaux

CANDIDAT

FERHOUNE Noureddine

Devant le Jury :

Nom et Prénom Grade Université

MERZOUD Mouloud PR Université Annaba

ARRABI Noureddine PR Université Annaba

GUENFOUD Mohamed PR Université Guelma

RADJEL Bachir PR Université Annaba

BEHIM Mourad PR Université Annaba

BENMARES Abdelaziz PR Université Guelma

2015

BADJI MOKHTAR UNIVERSITY- ANNABA

UNIVERSITE BADJI MOKHTAR – ANNABA عنابت -جامعت باجي مختار

2

REMERCIEMENTS

Je remercie vivement les Professeurs qui ont accepté de

jugé ce travail en vue d’obtention d’habilitation universitaire. Je

remercie aussi Professeurs Zeghiche Jahid, de l’Université El

Baha, sur sont soutient et sont aide constante. Mes

remerciements vont également aux enseignants qui ont participé

a m’a formation en graduation et post graduation.

Mes sincères reconnaissances vont à mes collègues

d’enseignement à l’Université de Sétif, à l’Université d’Annaba

et à l’Université Oum El Bouaghi. Mes remerciements vont à

tous ceux qui ont contribué de manière directe à l’élaboration des

résultats de recherche exposés ici. Je remercie en ce sens : les

responsables de laboratoire de génie civil à l’Université

d’Annaba et de l’Université d’Oum el Bouaghi.

N.FERHOUNE

3

SOMMAIRE

Curriculum vitae détaillé 03

Synthèse des travaux scientifiques et pédagogiques 08

Introduction générale 14

Objectif 14

Organisation du mémoire 15

Partie A : Etude bibliographique

16

I) Aperçu historique des travaux réalisés sur les poteaux mixtes 17 1) Calcul des poteaux mixte acier – béton selon EC4 19 2) Méthode de calcul 19 3) Hypothèses et limitations de la méthode simplifiée 20 4) Résistance des sections transversales aux charges axiales 21 5) Résistance des poteaux mixtes en compression axiale 22

6) Méthode simplifiée appliquée au calcul des poteaux mixtes soumis à la

compression et flexion combinées

22

7) Résistance des poteaux mixtes à la compression et à la flexion uni axiale

combinée 24

8) Compression et flexion bi axiale combinées 25 9) Méthode de calcul de la capacité portante des poteaux mixte proposé par Vrcelj et

Uy en 2002

26

Conclusion 27

Partie B : Etude expérimentale et proposition d’une méthode analytique

d’estimation de la capacité portante

28

1) Introduction 29 2) Programme expérimentale 29 3) Composition du béton utilisé 31

4) Condition de préparation et de conservation des échantillons 32

5) Procédure de collage des jauges 32

6) Etalonnage de la machine de compression 33

7) Essai de compression 34

8) Essai de compression directe sur tube vide (première série) 34

9) Essai de compression directe sur les tubes pleins (première série) 35

10) Essai de compression excentrique sur les tubes pleins (deuxième série) 40

11) Proposition d‟une méthode analytique d‟estimation de la capacité portante

des poteaux mixtes court

46

12) Discussion des résultats 50

Conclusion général 58

Références bibliographique 60

Liste des figures 62

Abstract 65

Résumé 66

4

Curriculum Vitae Détaillé

5

Etat Civil

Nom : FERHOUNE

Prénom : Noureddine

Date et lieu de naissance : 04/12/1980 à Ain El Beida (Oum El Bouaghi)

Adresse : 34 rue Khlaifia Rebai, Ain El Beida, Oum El Bouaghi.

Télé : 0772051666

E-mail : noureddineferhoune@yahoo.fr, ferhoune.noureddine@gmail.com

Qualification académique

- juin 1999, BAC sciences exacte, lycée lakhdar boukafa, Ain Beida;

- Juin 2004 : Institut de génie civil, Université Tébessa, Diplôme d‟Ingénieur d‟état en

génie civil option voies et ouvrages d‟arts, Major de promotion.

- Octobre 2006 : Institut de génie civil, Université Annaba, diplôme de Magister option

structures et matériaux.

- Février 2013 : Institut de génie civil, Université Annaba, diplôme de Doctorat en

science option structures et matériaux.

Expérience professionnelle

- De Août 2006 au novembre 2007 : chef de projet contrôle et suivi de réalisation des

ouvrages d‟arts (Ponts et Routes) a BATNA avec le Bureau d‟étude SETA Annaba.

- De Décembre 2007 au Mars 2008 : chef de projet contrôle et suivi de

renouvellement voie, ballast et travaux connexes de la ligne Beni Mançour - Bejaia

avec le Bureau d‟étude SETA Annaba.

- Assistance technique (pendant quatre jours) au niveau de laboratoire de SNCF en

France pour les essais d‟homologation dynamique des traverses en béton destinées au

projet de renouvellement de la voie ferrée Beni Mançour – Bejaia.

- D‟Avril 2008 au Novembre 2008 : Chef de service technique attaché a la commune

d‟El Rahia Daira de Meskiana, Wilaya d‟Oum el Bouaghi.

- Année universitaire 2009/2010 : Maître assistant B au Département de Génie Civil,

Université de Sétif. Modules enseignées : construction (3eme année ingénieur

architecteur) et charpente métallique (5eme année option CCI).

- Année universitaire 2010/2011 : Maître assistant B au Département de Génie Civil,

Université de Sétif. Modules enseignées : route (Master 1 option pont et voie de

communication), conception et dessin assister par ordinateur (3eme année LMD),

chemin de fer (Master 2 ponts et voies de communication).

- Année universitaire 2011/2012 : Maître assistant A au Département de Génie Civil,

Université de Sétif. Modules enseignés : chemin de fer (Master 2 option pont et voie

de communication), travaux pratique mécanique de sol et des matériaux (3eme année

LMD).

6

- Année universitaire 2012/2013 : Maître assistant A au Département de Génie Civil,

Université de Sétif. Modules enseignés : chemin de fer (Master 2 option pont et voie

de communication), route I et II (Master 1 option pont et voie de communication).

- De novembre 2013 a ce jour : Chef de département de génie civil, Faculté des sciences

et sciences appliquées, université Oum el Bouaghi.

Encadrement

Depuis 2009 a ce jour, encadrement de plusieurs projets de fin d‟étude dans le cadre

d‟obtention d‟un diplôme d‟ingénieur en construction civil et industriel et d‟un diplôme de

Master 2 en structure et Master 2 en pont et voie de communication.

Participation au séminaire et publication

- Communication national au sixième séminaire national de mécanique (SNMéca

2006) organisé par le département de mécanique le 7 et 8 novembre 2006, l‟intitule

de l‟article présenté est : Résistance a la compression des tubes laminées a froid et

soudées remplis de béton a base de granulats de laitier).

- Communication international au sixième séminaire internationale a l‟université

d‟OXFORD 2007 intitulé « experimental behaviour of concrete filled steel tubular

columns, compressive load cases ».

- Communication national au deuxième congrès national de mécanique CNM2

organisé par le département de mécanique de l‟université de Constantine les 7 et 8

avril 2008, l‟intitule de l‟article présenté : Etude expérimentale de comportement des

poteaux rectangulaire courts en acier laminés a froid remplis du béton a base de laitier

cristallisé « cas de compression ».

- Communication international au quatrième congrès international CMSM2011 a

Sousse, Tunisie. Intitulé de l‟article présenté : Analyse non linéaire des poteaux en

acier remplis du béton.

- Communication international au premier congrès international sur le génie civil et le

développement durable à l‟université de TEBESSA. Intitulé de l‟article présenté:

Behaviour of thin cold formed steel columns filled with concrete.

- Publication international au journal Compte Rendus Mécanique Edition Elsevier

(accepter le 25 novembre 2011), référence de publication : C. R. Mécanique 340

(2012) 156-164.

- Communication national à la journée du doctorant organisé au département de génie

civil, université de Sétif, intitulé « Analyse non linéaire des poteaux en acier remplis

de béton », Mars 2012.

- Communication national à la journée du doctorant organisé au département de génie

civil, université de Sétif, intitulé « Further tests on thin steel and composite fabricated

stubs and numerical analysis », Avril 2013.

7

- Communication international sur les matériaux et développement durable

CMDD2013 a Boumerdes, organisé le 06 au 09 Mai 2013 a boumerdes.intitulé

« Further tests on thin steel and composite fabricated stubs and numerical analysis ».

- Publication international au journal Thin-Walled Structures, Edition Elsevier,

référence de publication: Thin-Walled Structures 80 (2014) 159-166. Titre de

publication « Experimental behaviour of cold-formed steel welded tube filled with

concrete made of crushed crystallized slag subjected to eccentric load ».

Participation au projet CNEPRU

Charger de recherche dans un projet de cnepru au département de génie civil, université de

Sétif, l‟intitulé : Contribution a l‟étude de la réhabilitation des structures de génie civil -du

diagnostique au renforcement- Code de projet : J0401220130117.

8

Synthèse Des Travaux

Scientifiques

Et Pédagogiques

9

Activités de recherche

Dans la conception des bâtiments aujourd'hui, de grands efforts ont été fournis pour

augmenter la flexibilité de la structure, ceci a eu comme conséquence une demande de

poteaux avec une section transversale réduite. L‟augmentation de la résistance à la

compression du béton permet l‟utilisation de petites sections transversales du poteau, qui

exige moins de matériau, ce qui réduit son poids propre et permet une surface au sol plus

utilisable. Cependant, un des soucis principaux liés aux poteaux en béton armé est la

fourniture des armatures transversales suffisant afin de confiner le béton comprimé, et de ce

fait, il y aura un écrasement et une rupture fragile. On a montré que les poteaux mixtes se

composant de tubes en acier remplie de béton, offrent une solution très concurrentielle aux

poteaux en béton armé conventionnels. Depuis le tube en acier confine le noyau de béton

entier, il peut être employé en tant qu'armature longitudinale et latérale aussi bien qu'un

coffrage permanant pendant la construction des éléments en béton. L‟utilisation des poteaux

mixtes dans les différents constructions en génie civil est devenue de plus en plus répondue

dans le monde vue leurs comportement dissipatif en vers le chargement séismique et l‟apport

bénéfique de béton qui augmente considérablement leurs capacité portante. L‟enrobage en

béton des profils en acier (profil en I ou H), en plus de l‟augmentation de leurs résistances,

assure la bonne protection de ces derniers contre la corrosion et l‟incendie.

Mes activités de recherche ont débuté concrètement en 2004 lors de ma formation de magister

en structures et matériaux au département de génie civil à l‟université Badji Mokhtar Annaba.

J‟ai poursuivi mon travail au laboratoire de structure et matériau de département de génie civil

de cette université, avec une orientation plus large vers l‟étude de comportement des poteaux

rectangulaires en acier laminés à froid et soudés remplier du béton dont les granulats naturels

sont replacé par des granulats de laitier. L‟exploitation du laitier sous sa forme granulés

comme granulats dans la confection des bétons est peut répondue. Peut d‟étude ont été faites

et peut de travaux lui ont été consacrées. L‟emploi des laitiers du complexe sidérurgique

d‟Elhadjar dans la fabrication des bétons, cette option est restée au stade d‟étude dans les

laboratoires. La vulgarisation du laitier cristallisé par des études et à travers des rencontres,

son bas prix et sa disponibilité sont des facteurs qui pourraient inciter les constructeurs à

s‟intéresser à ce granulat et l‟intégrer dans la composition des bétons.

L‟objectif de ma recherche est d‟amélioré la capacité portante des profils rectangulaire en

acier laminé à froid et soudés connues par leurs faible capacité portante. Cette faiblesse est

due principalement au taux de contrainte résiduelle important provoqué par le laminage à

froid et la soudure. L‟aidé est de remplir les profils vide en acier soudé par du béton dont les

granulats sont des granulats de laitier cristallisé qui viennent des hauts fourneaux d‟Elhadjar.

Notre travaille ce compose de deux partie, la première partie a été consacré aux travaux

expérimentaux dont nous avons étudié le comportement de ces poteaux sous chargement

axiale de compression et sous chargement excentrée. L‟effet de temps sur le béton utilisé pour

remplir le noyau des poteaux en acier est étudié aussi, en soumettant une série de poteau

conservé pendant trois ans à l‟air libre à la compression axial. La deuxième partie de notre

travaille a été réservé à la confrontation des résultats expérimentale aux résultats obtenue en

utilisant le code de calcul euro code 3 et 4 ainsi qu‟aux résultats de la capacité portante

calculée par une méthode proposé par Vrcelj et Uy en 2002. Après la discussion des différents

résultats calculés par les méthodes citées précédemment, nous avons traités le problème de

comportement non linéaire des ces poteaux, on proposant un model numérique non linéaire

qui prend en considération les différents paramètres engagés dans l‟établissement de

l‟équilibre non linéaire. Ces paramètres sont principalement : l‟interaction entre les deux

matériaux acier – béton, l‟effet de confinement du béton, l‟effet des contrainte résiduelle due

10

au laminage à froid, l‟effet de la soudure des deux profilés en U qui forme la section

rectangulaire et enfin la non linéarité géométrique et matérielle. Les différents résultats de la

capacité portante obtenue soit expérimentalement ou par les méthodes cité précédemment, ont

été comparé ensuite a des résultats calculés par une méthode analytique simplifier proposé

dans ce travaille, et qui suppose que l‟allure de déformation provoqué par le flambement est

sinusoïdale. La confrontation des différents résultats de la capacité portante été d‟une

précision tolérable par rapport à ceux enregistrés expérimentalement.

Publications

Publication international au journal Compte Rendus Mécanique, Edition Elsevier,

référence de publication: C. R. Mécanique 340 (2012) 156-164. Titre de publication «

Experimental behaviour of concrete-filled rectangular thin welded steel stubs

(compression load case) ». Dans cet article nous avons publié les différents résultats

expérimentale des poteaux rectangulaires en acier laminé a froid est soudés soumis au

chargement axial de compression a 28 jours et après trois ans de conservation a l‟air

libre, ces résultats ont été par suit conforté a des résultats obtenue par un model

numérique proposé.

Publication international au journal Thin-Walled Structures, Edition Elsevier,

référence de publication: Thin-Walled Structures 80 (2014) 159-166. Titre de

publication « Experimental behaviour of cold-formed steel welded tube filled with

concrete made of crushed crystallized slag subjected to eccentric load ». Dans cet

article nous avons publié les travaux expérimentaux des poteaux rectangulaires en

acier laminé à froid et soudé remplié de béton dont les granulats sont des granulats de

laitier soumis au chargement excentrée de 20% et 50% selon les deux axes, de faible

rigidité de grand rigidité. Ces résultats expérimentale ont été comparé à des résultats

d‟une méthode simplifier proposée par Vrcelj et Uy en 2002 et ceux calculé par le

code de euro code 4.

Communications à des congrès internationaux et nationaux

Communication national au sixième séminaire national de mécanique (SNMéca

2006) organisé par le département de mécanique le 7 et 8 novembre 2006, l‟intitule

de l‟article présenté est : Résistance a la compression des tubes laminées a froid et

soudées remplis de béton a base de granulats de laitier).

Communication international au sixième séminaire internationale a l‟université

d‟OXFORD 2007 intitulé « experimental behaviour of concrete filled steel tubular

columns, compressive load cases ».

Communication national au deuxième congrès national de mécanique CNM2

organisé par le département de mécanique de l‟université de Constantine les 7 et 8

avril 2008, l‟intitule de l‟article présenté : Etude expérimentale de comportement des

poteaux rectangulaire courts en acier laminés a froid remplis du béton a base de laitier

cristallisé « cas de compression ».

Communication international au quatrième congrès international CMSM2011 a

Sousse, Tunisie. Intitulé de l‟article présenté : Analyse non linéaire des poteaux en

acier remplis du béton.

11

Communication international au premier congrès international sur le génie civil et le

développement durable à l‟université de TEBESSA. Intitulé de l‟article présenté:

Behaviour of thin cold formed steel columns filled with concrete.

Communication national à la journée du doctorant organisé au département de génie

civil, université de Sétif, intitulé « Analyse non linéaire des poteaux en acier remplis

de béton », Mars 2012.

Communication national à la journée du doctorant organisé au département de génie

civil, université de Sétif, intitulé « Further tests on thin steel and composite fabricated

stubs and numerical analysis », Avril 2013.

Communication international sur les matériaux et développement durable

CMDD2013 a Boumerdes, organisé le 06 au 09 Mai 2013 a boumerdes.intitulé

« Further tests on thin steel and composite fabricated stubs and numerical analysis »

Activités et responsabilités

La dimension enseignement est un élément fondamental du métier d‟enseignant chercheur.

Mes activités d‟enseignement débutent de la date de mon recrutement au département de

génie civil de l‟université Ferhat Abbas de Sétif en 2009, dont j‟ai réalisé l‟intégralité de mes

enseignements. Avant mon recrutement a ce département et mes activités d‟enseignement,

j‟été recruté comme chef de projet de contrôle et suivi de réalisation des ouvrages d‟art a une

entreprise économique étatique appelé SETA. La mission principale qui m‟a été confier est de

coordonné avec un groupe composée de deux technicien en génie civil, un topographe et un

métreur pour suivre et contrôlé les chantiers de réalisation des ouvrages d‟arts. Les premiers

projets que nous avons suivi entre la période Aout 2006 au Novembre 2007 ce trouvé à Batna

c‟était des chantiers de réalisation des ponts et route. Le deuxième projet que nous avons suivi

était entre la période de Décembre 2007 au Mars 2008 dont j‟ai assisté aux essais

d‟homologation de traverses mixtes au laboratoire SNCF en France. Ce projet concerne le

renouvellement voie ballast de la ligne Beni mancour – Bejaia sur 42km. Durant la période

D‟Avril 2008 au Novembre 2008 je me suis recruté comme chef de service technique par la

wilaya d‟oum el bouaghi.

De manière synthétique, les éléments qui reflètent l‟engagement pédagogique que j‟ai eu

depuis mon recrutement à l‟université sont :

Ma première rentrée comme maitre assistant B au département de génie civil de

l‟université Ferhat Abbas, en 2009, a coïncidé avec la proposition d‟ouverture d‟une

nouvelle spécialité en master Ponts et voies de communication dont j‟ai participé a la

réalisation de canevas de l‟offre de formation. Durant l‟année 2009/2010 j‟ai enseigné

les modules suivant : construction pour 3éme année ingénieur architecteur, et

charpente métallique pour 5éme année génie civil option construction civil et

industriel.

Durant l‟année universitaire 2010/2011 j‟ai assuré les modules suivant : route I et II

pour master 1 option pont et voie de communication, conception et dessin assister par

ordinateur pour 3éme année licence génie civil, chemin de fer pour master 2 ponts et

voies de communication.

12

Pendant l‟année universitaire 2011/2012 : j‟ai eu ma promotion de maître assistant B

au maitre assistant A au département de Génie Civil de l‟université Ferhat Abbas de

Sétif. J‟ai assuré comme modules durant cette période : route I et II pour master 1

option pont et voie de communication, chemin de fer pour master 2 option pont et

voie de communication, travaux pratique de mécanique de Sol et de matériaux de

construction pour 3éme année licence génie civil.

Année universitaire 2012/2013 : durant cette année j‟ai enseigné les modules

suivants : chemin de fer pour master 2 option pont et voie de communication, route I

et II pour master 1 option pont et voie de communication.

De Novembre 2013 a ce jour, et a ma demande de mutation de département de génie

civil de l‟université Ferhay Abbas de Sétif au même département de l‟université larbi

ben m‟hidi Oum el Bouaghi, après l‟accord de cette demande et mon installation a ce

département, j‟ai enseigné durant le premier semestre de l‟année universitaire

2013/2014 les modules suivant : structure et construction pour 3éme année licence

architecture. A partir de 30 janvier 2014 et a ce jour, je me suis nommé comme chef

de département de génie civil a l‟université larbi ben m‟hidi.

Encadrement

Depuis mon recrutement a l‟université, j‟assure chaque année l‟encadrement de plusieurs

étudiants en master en structure ou en ponts et voies de communication, ainsi que

l‟encadrement des étudiants de système classique (diplôme d‟ingénieur en construction civil

et industriel) durant l‟année universitaire 2009/2010. Lors de ces actions, je ne manque pas de

tout mettre en œuvre pour un transfert effectif de la dimension recherche et innovation dans la

démarche de travail des étudiants. Les derniers sujets de master que j‟ai encadrés

sont représenté dans le tableau suivant :

Nom et

prénom de

l’étudiant

Titre de mémoire Date de

soutenance

Monir

REZZOUG

Etude dédoublement de la RN 17A sur 7.5 Km avec

l‟aménagement de carrefour giratoire. 26/06/2013

Hamza

OUZOUAZ

Etude et conception d‟un pont routier en béton précontraint

reliant tizi ouzou et la ville de azazga 26/06/2013

Billal

HAMIDI

Etude et conception d‟un pont à poutre en béton

précontraint reliant la RN°78 au centre de la commune de

RAHBAT Wilaya BATNA.

26/06/2013

Hamza

AIT

CHABANE

Etude d‟un avant projet détaillé (APD) de la nouvelle ligne

ferroviaire électrifier BIRTOUTA - ZERALDA sur une

ligne de 22 Km

25/06/2013

13

Travaux Réalisés

14

Introduction générale

Les poteaux mixtes sont des éléments qui assurent la stabilité des structures, le support des

différentes charges et leurs transmissions aux systèmes de contreventement, éventuellement

aux fondations. Par définition, les poteaux mixtes acier - béton sont composés de membrure

en acier avec un noyau du béton résistant principalement à la compression. Les tubes en acier

remplie de béton sont de plus en plus utilisés dans la conception des structures modernes

élancées. Leur utilisation contribue à afférer aux éléments une haute résistance, une grande

ductilité et une rigidité élevée, avec une optimisation remarquable des matériaux mis en

œuvre. En plus de ces avantages, les tubes en acier servent aussi de coffrage, ce qui réduit le

coût et la durée de réalisation. En effet, ils constituent les éléments principaux développant la

capacité de résistance pour reprendre les charges verticales et servir de contreventement pour

équilibrer les charges latérales.

Dans la conception des bâtiments aujourd'hui de grands efforts ont été fournis pour

augmenter la flexibilité de la structure, ceci a eu comme conséquence une demande de

poteaux avec une section transversale réduite. L‟augmentation de la résistance à la

compression du béton permet l‟utilisation de petites sections transversales du poteau, qui

induit moins de matériau, ce qui réduit le poids propre. Cependant, un des soucis principaux

liés aux poteaux en béton armé est la fourniture des armatures transversales nécessaire afin de

confiner le béton comprimé. On a montré que les poteaux mixtes se composant de tubes en

acier remplie de béton offrent une solution très concurrentielle aux poteaux en béton armé

conventionnels. Depuis le tube en acier confine le noyau de béton entier, il peut être employé

en tant qu'armature longitudinale et latérale aussi bien qu'un coffrage permanant pendant la

construction des éléments en béton.

L‟utilisation des poteaux mixtes dans les différents constructions en génie civil est devenue

de plus en plus répandue dans le monde vue leurs comportement dissipatif sous chargement

sismique et de l‟apport bénéfique de béton qui augmente considérablement leurs capacité

portante. L‟enrobage en béton des profils en acier (profil en I ou H), en plus de

l‟augmentation de leurs résistances, assure la bonne protection de ces derniers contre la

corrosion et l‟incendie. Le comportement des poteaux mixtes et leurs efficacités mécanique et

économique a fait l‟objet d‟études de nombreux chercheurs dans différents pays. SWELL et

BIRR (en 1908) étaient parmi les premiers qui ont entrepris des recherches sur l‟association

bénéfique profil métallique – béton.

Objectif

L‟utilisation du laitier sous ses deux formes granulés et cristallisés comme granulats dans la

confection des bétons est peut répondue. Peut d‟étude ont été faites et peut de travaux lui ont

été consacrés. L‟emploi des laitiers du complexe sidérurgique d‟EL HADJAR dans la

fabrication des bétons est resté au stade d‟étude dans les laboratoires. La vulgarisation du

laitier cristallisé par des études, à travers des rencontres, son bas prix et sa disponibilité sont

des facteurs qui pourraient inciter les constructeurs à s‟intéresser à ce granulat et l‟intégrer

dans la composition des bétons. L‟objectif de notre étude est l‟amélioration de la capacité

portante des profils vides, laminés à froid et soudée, par l‟apport d‟un noyau en béton dont les

granulats sont des granulats de laitier ce qui permit la protection de l‟environnement contre ce

déchet des hauts fourneaux d‟ELHADJAR. L‟exploitation des profils vides laminés à froid et

soudés remplie de béton à base de granulats de laitier dans les structures de génie civil permit

15

en plus de la protection de l‟environnement et la diminution de cout de coffrage d‟améliorer la

capacité portante des profilés métallique laminés a froid et soudé.

Organisation du mémoire

Ce mémoire d‟habilitation se compose de deux parties essentielles. Dans la première partie

de ce mémoire on expose les différents travaux réalisé sur les poteaux mixtes par de

nombreux chercheurs dans le monde depuis les années 90 au 2014. On illustre ensuite le

comportement des poteaux métallique et mixte sous chargement axial ou excentrée, L'aspect

théorique est exprimé pour tenir compte du phénomène d'instabilité dans le cas des pièces

courtes intermédiaires ou élancées conformément au règlement euro code 4.

La deuxième partie de ce mémoire est consacré aux travaux expérimentaux effectués sur les

poteaux en acier laminé à froid et soudé remplie de béton dont les granulats ordinaire sont

remplacés par des granulats de laitier. Les résultats de la capacité portante enregistrée

expérimentalement sont ensuite confronté aux résultats calculé par le règlement euro code 4,

méthode de Vrcelj et Uy et ceux trouvé par une méthode analytique qui suppose que l‟allure

de flambement est sinusoïdale, tous les résultats sont discutés par suite. Finalement, le

mémoire se termine par une conclusion générale et recommandations concernant la portée de

ce travail.

16

Partie A

Etude bibliographique

17

I) APERÇU HISTORIQUE DES TRAVAUX REALISES SUR LES POTEAUX

MIXTES

Dans les années soixante, un travail de recherche important fut entrepris pour déterminer la

capacité portante de poteaux composés de profilés en acier enrobés de béton; en faisant

travailler conjointement les deux matériaux. Ces poteaux ne pouvaient être dimensionnés, ni

suivant les règles utilisées en charpente métallique, ni suivant celles qui sont respectées dans

le cas des structures en béton armé. Le problème du comportement des poteaux mixtes a fait

l‟objet de plusieurs études dans différent pays. De nombreux chercheurs ont abordé le sujet de

comportement de ce type de poteaux. Les années 90 ont été marquées par un travaille

expérimentale intensif sur l‟influence des caractéristiques géométriques et mécaniques de

l‟acier et du béton sur le comportement et la capacité portante des poteaux mixtes. Des études

menées par H.S.Khalil et M.Mouli, U.G.L.Prion et J.Boemme, Shan Tong Zhong, Amir

Mirmiran et Mohsen Shahawy, P.R.Munoz, Y.C.Wang ont montré clairement l‟influence de

ces paramètres sur la capacité portante de ce type de poteau [1, 2, 3, 4, 5, 6,7 et 8].

En L‟ans 2000 J F Hajjar à fait une comparaison entre le comportement des poteaux mixte de

section rectangulaire et circulaire soumis au chargement axial de compression, de flexion, de

torsion et de séisme. Le résultat de ces travaux lui fait conclure que les poteaux mixtes de

section circulaire ont une meilleure résistance que celle des poteaux mixtes de section

rectangulaire surtout dans le cas de la torsion, et que ce type de poteaux a une meilleure

ductilité et une meilleur résistance par rapport aux poteaux en béton armé [9]. D‟autres

travaux expérimentaux ont été élaborés en 2003 par Kefeng Tan, John M. Nichols et Xincheng

Pu, ces chercheurs ont soumis sous compression axial, vingt poteaux circulaires en acier

rempli de béton à haute résistance. Les résultats obtenus affirment que la capacité portante est

directement proportionnelle à l‟indice de confinement et que ce type de poteaux offre un

meilleur confinement de béton et une résistance élevé par rapport aux poteaux en béton armé

[10].

La proposition d‟une formulation exprimant la résistance ultime des poteaux en acier rempli

de béton en tenant en compte des différents paramètres qui influent sur l‟estimations de

résistance, a été établie par plusieurs chercheur. Z. Vrcelj and B. Uy en 2002 ont proposé une

formule approché d‟estimation de la capacité portante des poteaux mixtes qui subit un

flambement local. Chen Heng-zhi, LI Hui développent en 2005 une méthode de calcul de la

capacité portante des poteaux circulaire en acier rempli de béton en prenant en considération

l‟effet de confinement du béton. Les résultats obtenus sont comparée aux différents résultats

expérimentaux qui se trouvent dans la littérature, cette méthode a montré sa fiabilité de

prédiction de capacité portante pour ce type de poteaux [11, 12].

Le flambement local des poteaux en acier mince diminue considérablement leurs capacités

portantes, sur ce point des études expérimentales ont été effectués par Mohanad Mursi et

Brian Uy en 2003. Ces derniers ont opté comme solution le remplissage des ces poteaux en

acier par de béton. Les résultats expérimentaux ont permis de conclure que l‟apport de béton

offre une meilleure résistance que les poteaux en acier seuls et cela est traduit par le

retardement du flambent local qui est le problème d‟instabilité des poteaux formé d‟acier

mince [13]. En 2004, Michel Bruneau et Julia Marson, en ce basant sur des études

expérimentales, ont proposé de nouvelles équations d‟estimation de la capacité portante des

poteaux mixtes dans un format compatible avec la pratique. Julia Marson et Michel Bruneau

ont testés des poteaux circulaire en acier rempli de béton encastré a une fondation sous

chargement cyclique pour mieux comprendre le comportement de ces poteaux envers ce type

18

de chargement et vérifier leurs ductilité. La ductilité de l'ensemble des poteaux testés a été

jugée de bonne qualité. En ce basant sur ces essais, Marson et Michel Bruneau suggèrent que

le les poteaux circulaire en acier rempli de béton peuvent être efficaces et utilisées comme

piles de pont dans les régions sismiques [14,15]. Le comportement des poteaux circulaire en

acier rempli de béton à différent résistance sous chargement axial et excentré a fait l‟objet

d‟une étude expérimentale mené par J.Zeghiche et K.Chaoui en 2005, ces derniers ont conclus

que la capacité portante des poteaux est fortement influencée par l‟excentrement de charge et

la résistance de béton [16].

La résistance des structures au chargement sismique est un facteur très important pour sauver

la vie humaine et assurer la durabilité des structures, c‟est pour cela, plusieurs études

expérimentales et numériques ont été établie par plusieurs chercheurs dans le monde sur le

sujet de comportement de tel type de poteau soumis au chargement séismique. Parmi les

études récente on site l‟étude faite par D.J. Chaudhary et Vishal C. Shelare en 2006, ces

auteurs ont procédés a l‟étude expérimentale de comportement des poteaux mixtes sous

chargement séismique et la proposition d‟un modèle numérique pour ce type de poteaux. Les

résultats obtenus ont montré que la résistance des poteaux mixtes soumis au chargement

séismique est meilleure que celle des poteaux en béton armé [17].

L‟estimation de la capacité portante des poteaux mixtes courts était le souci de plusieurs

chercheurs, différent méthode ont été proposé est amélioré par d‟autre chercheur pour arriver

a une estimation plus exacte de la capacité portante de ces poteau. Parmi les méthodes

récente, la méthode proposé par George et D. Hatzigeorgiou en 2008. Ces derniers ont

proposé des modifications et des recommandations au code de calcul EC4. Plus tard, George a

proposé une expression polynomiale simple qui présente la courbe d'interaction charge axiale

– moment de flexion des poteaux mixtes [18]. Une autre méthode de prédiction de la capacité

portante des poteaux mixtes circulaire court et élancé a été développée par Taguchi, la

capacité portante prédite est comparé aux résultats expérimentaux réalisés par Manojkumar V.

Chitawadagi en 2010. Une bonne concordance des résultats est remarquée dans le cas des

poteaux circulaire élancé contrairement aux poteaux courts [19].

Le comportement des poteaux mixtes soumis au chargement de feu était l‟objet d‟un travaille

expérimentale intensive ces dernier année. En 2013, une étude expérimentale de

comportement des poteaux circulaire en acier rempli de béton à haute performance est établie

par N. Tondini, V.L. Hoang, J-F. Demonceau, J-M. Franssen. Ces poteaux ont subit un

chargement de feu accompagné d‟une charge excentrée de compression, les résultats obtenus

par ces chercheurs montrent que ces poteaux ont une résistance au feu appréciable. Un model

numérique de calcul de la résistance au feu propre a ce type de poteaux est développé par N.

Tondini, V.L. Hoang, J-F. Demonceau est validé par rapport aux résultats expérimentaux [20].

L‟utilisation de l‟acier doux inoxydable dans la fabrication des poteaux circulaire mixtes

soumis à la flexion est l‟objet d‟un travaille expérimentale très récent menés par Mohammad

Yousuf, Brian Uy, Zhong Tao, Alex Remennikov, J.Y. Richard Liew en 2014. Un model

numérique développé en utilisant le code de calcul Abaqus est proposé par ces chercheurs et

comparé aux résultats expérimentaux. Les résultats obtenus montrent que ces poteaux ont une

très grande résistance et un comportement dissipatif appréciable par rapport aux poteaux

circulaires en acier doux inoxydable [21].

19

II) CALCUL DES POTEAUX MIXTE ACIER – BETON SELON EC4

1. Définitions et différents types de poteaux mixtes

Le terme mixte est utilisé pour designer les éléments de construction composés de plus

d‟un matériau (association de l‟acier et du béton par exemple). Les structures réalisées par

l‟association de l‟acier et du béton ont une résistance qui dépend du comportement de ces

deux matériaux et de leur interaction. L‟acier de construction est caractérisé par sa bonne

résistance à la traction et à la compression, alors que le béton se caractérise par une bonne

résistance à la compression, mais assez mauvaise en traction. L‟emploi simultané des deux

matériaux est rendu possible par leur capacité d‟adhérence mutuelle qui permet leur travail

simultané et doit offrir normalement un meilleur rendement. L‟hypothèse sur la qualité de

cette adhérence a un rôle important dans les calculs de ce type de structure. L‟expérience a

prouvé la bonne qualité d‟adhérence entre le béton et l‟acier (et donc l‟absence de glissement

relatifs) et par conséquent, les déformations de l‟acier εa et du béton εb sont égales sous une

même charge et dans la zone de leur contact.

Les poteaux mixtes sont classés en deux types principaux, les poteaux partiellement ou

totalement enrobés de béton et les profils creux remplie de béton. La figure 1 présente

différents types de poteaux mixtes et les symboles utilisés dans cette rubrique.

a) Les poteaux partiellement enrobés de béton sont des profilés en I ou H dont l'espace

entre les semelles est rempli de béton. Dans les poteaux totalement enrobés de béton,

les semelles et les âmes sont enrobées d'une épaisseur minimale de béton.

b) Les profilés creux remplie de béton peuvent être circulaires ou rectangulaires. Le

béton confiné à l'intérieur du profilé voit sa résistance en compression augmenter, la

résistance en compression du poteau augmente également.

2. Méthode de calcul

L'Euro code 4 présente deux méthodes de dimensionnement :

Une méthode générale qui impose de prendre en compte les effets du second ordre au niveau

local de l'élément et les imperfections. Cette méthode peut s'appliquer à des sections de

poteaux qui ne sont pas symétriques et à des poteaux de section variable sur leur hauteur. Elle

nécessite l'emploi de méthodes de calcul numérique et ne peut être appliquée qu'avec

l'utilisation de programmes informatiques.

Une méthode simplifiée utilisant les courbes de flambement européennes des poteaux en

acier tenant compte implicitement des imperfections qui affectent ces poteaux. Cette méthode

est limitée au calcul des poteaux mixtes de section uniforme sur toute la hauteur et de sections

doublement symétriques.

Chacune des deux méthodes est basée sur les hypothèses classiques suivantes:

Il y a une interaction totale entre la section en acier et la section de béton jusqu'à la

ruine.

Les imperfections géométriques et structurales sont prises en compte dans le calcul.

Les sections planes restent planes lors de la déformation du poteau.

On développera ici la méthode simplifiée de l'Euro code 4 - Clause 4.8.3 qui peut s'appliquer

à la majorité des cas.

20

Fig 1 : Exemples typiques de sections transversales de poteaux mixtes, avec symboles

3. Hypothèses et limitations de la méthode simplifiée

L'application de la méthode simplifiée comporte les limitations suivantes:

a) La section transversale du poteau est constante et présente une double symétrie sur

toute la hauteur du poteau;

b) Le rapport de contribution de l'acier est compris entre 0,2 et 0,9 ;

Rdpl

a

y

s

N

fA

.

(01)

c) L'élancement réduit du poteau ne dépasse pas la valeur 2,0

d) Pour les profilés totalement enrobés, les épaisseurs d'enrobage de béton ne sont pas

inférieures aux valeurs suivantes:

Dans le sens y, 40mm cy 0.4b ;

Dans le sens z, 40mm cz 0.3h ;

La section d'armature sera d'au moins 0.3%.

Il est permis d'utiliser une épaisseur d'enrobage plus importante (pour des raisons de

résistance à l'incendie), mais il convient d'ignorer le supplément d'épaisseur pour le calcul;

21

e) L'aire de la section transversale de l'armature longitudinale pouvant être utilisée dans

les calculs ne doit pas dépasser 4% de l'aire du béton. Pour des raisons de résistance à

l'incendie, il est quelquefois nécessaire d'inclure des sections d'armature plus

importantes que celles indiquées ci-dessus. Il n'en sera pas tenu compte dans le calcul

de la résistance.

4. Résistance des sections transversales aux charges axiales

La résistance des sections transversales vis-à-vis des charges axiales de compression est

obtenue en additionnant les résistances plastiques de ses éléments constitutifs.

Pour les éléments enrobés de béton:

(02)

Pour les profils creux remplie de béton:

(03)

Aa, Ac, et As sont les aires des sections transversales de l'acier de construction, du béton et de

l'armature.

Pour les profils creux remplie de béton, l'augmentation de la résistance du béton résultant du

confinement est prise en compte en remplaçant le coefficient 0.85 fck par fck.

Pour les profils creux de sections circulaires remplie de béton, une autre augmentation de

résistance à la compression provient du frettage de la colonne de béton. Elle est réelle que si

le béton est correctement fretté par le profil creux, c'est-à-dire si le profil creux en acier est

suffisamment rigide pour s'opposer au gonflement du béton comprimé.

Cette augmentation de résistance n'est pas permise pour les profils creux rectangulaires car les

côtés droits ne sont pas suffisamment rigides pour s'opposer au gonflement du béton.

Des résultats expérimentaux ont montré que cette augmentation n'est réelle que lorsque

l'élancement réduit du profil creux circulaire rempli de béton ne dépasse pas 0.5 et que le

plus grand moment fléchissant admis calculé par la théorie du premier ordre, Mmax,Sd ne

dépasse pas Nsd.d/10, où d représente le diamètre extérieur du poteau et NSd l'effort de

compression sollicitant.

On peut alors calculer la résistance plastique à la compression par la relation:

(04)

Où t représente l'épaisseur de la paroi du profil creux en acier. Les coefficients 1 et 2 sont

définis ci-après pour 0 < e d / 10.

L'excentrement de chargement e est défini comme Mmax,Sd / NSd.

(

) ( )

(05)

22

Pour e > d/10, 1 = 0 et 2 = 1.0, avec :

( ) (06)

( ) ( ) (07)

Où l'élancement réduit du poteau mixte doit satisfaire à ≤ 0,5

Les moments sollicitant réduisent la contrainte de compression moyenne dans le poteau et

donc l'effet favorable du frettage. Les conditions sur l'excentricité e et sur l'élancement réduit

traduisent cette restriction.

5. Résistance des poteaux mixtes en compression axiale

Le poteau mixte présente une résistance suffisante au flambement si, pour les deux axes :

(08)

est le coefficient de réduction pour le mode de flambement suivant l'axe à considérer dont la

valeur est donnée en fonction de l'élancement réduit et de la courbe de flambement

européenne adéquate.

Les courbes de flambement sont les suivantes :

Courbe a : pour les profils creux remplie de béton, = 0.21

Courbe b : pour les profilés en I totalement ou partiellement enrobés de béton avec

flexion selon l'axe fort du profilé en acier, = 0.34

Courbe c : pour les profilés en I totalement ou partiellement enrobés de béton avec

flexion selon l'axe faible du profilé de l'acier, = 0.49

Il est possible de déterminer numériquement la valeur de par la formule

( ) (09)

6. Méthode simplifiée appliquée au calcul des poteaux mixtes soumis à la

compression et flexion combinées

Pour chacun des axes de symétrie, il est nécessaire de procéder à une vérification

indépendante en raison des différentes valeurs d'élancements, de moments fléchissant et de

résistance à la flexion pour les deux axes.

La résistance du poteau mixte sous sollicitation normale et moment de flexion (en général

suivant les deux axes du poteau) sont déterminés au moyen d'une courbe d'interaction M-N

telle que présentée sur la figure 2. Sur cette courbe, seules les grandeurs résistantes sont

représentées.

La courbe d'interaction ci-dessus est tracée en considérant plusieurs positions particulières de

l'axe neutre dans la section droite et en déterminant la résistance de la section droite à partir

de la distribution des blocs de contraintes. La figure 4 explique le calcul des points A à D.

23

Fig 2 : Courbe d'interaction pour la compression et la flexion uniaxiale

Point A: Résistance en compression, NA = Npl.Rd , MA = 0

Point B: Résistance en flexion, NB = 0, MB = Mpl.Rd

Point C: Moment résistant pour N> 0, NC = NPm.Rd = ACα(fc/γc), Mc = Mpl.Rd

Point D : Moment résistant maximum, ND =1/2 (NPm.Rd) = 1/2 [ACα(fc/γc)]

MD = [Wpa(fy/γa)]+[Wps(fs/γs)]+1/2[Wpcα(fcd/γc)]

Dans ces formules α vaut 0,85 pour les profils enrobés et 1,0 pour les profils creux.

Wpa, Wps, Wpc sont les modules de résistance plastique respectivement du poteau en acier, des

armatures et du béton pour la configuration étudiée.

hn est la position de l'axe neutre plastique, sous Mpl.Rd, par rapport au centre de gravité de la

section mixte comme cela est indiqué à la figure 3.

Il faut remarquer que le point D de la courbe d'interaction correspond à un moment résistant

Mmax.Rd supérieur à Mpl.Rd. Cela est due au fait que contrairement aux poteaux uniquement en

acier, dans les poteaux mixtes, lorsque la charge axiale augmente sous l'effet de la contrainte

axiale la fissuration par traction du béton est retardée et rend le poteau mixte plus efficace

pour reprendre la sollicitation de moment.

Quant au point E, il se situe à mi-distance de A et C. L'augmentation en résistance au point E

est faible vis-à-vis d'une interpolation directe entre A et C. Le calcul du point E peut être

négligé.

Ce diagramme peut être simplifié de manière sécuritaire en négligeant le calcul du point D et

en se limitant aux calculs des points A (calcul de NpL.Rd), C et B (calcul de Npm.Rd et Mpl,Rd).

24

Fig 3 : Répartitions des contraintes correspondant à la courbe d'interaction

7. Résistance des poteaux mixtes à la compression et à la flexion uni axiale

combinée

La méthode de calcul est indiquée sous forme pas-à-pas, par référence à la figure 4 :

La résistance du poteau mixte à la compression axiale est χNpl.Rd, et tient compte de

l'influence des imperfections et de l'élancement. χ est le paramètre représentant la

résistance du poteau au flambement.

χd est le paramètre représentant la sollicitation axiale; χd = NSd/Npl.Rd où NSd est la

sollicitation axiale de calcul.

χn = χ(1-r)/4, mais χn ≤ χd .

25

Fig 4 : Méthode de calcul pour la compression et la flexion uniaxiale

Les valeurs de χn pour les valeurs extrêmes de r sont données à la figure 5. Lorsque la

variation du moment n'est pas linéaire, il convient de prendre χn égal à zéro.

Fig 5 : Valeurs typiques de χn

Pour une valeur correspondant à χNpl.Rd (χ sur le diagramme adimensionnel de la figure 5), il

n'est plus possible d'appliquer un moment de flexion extérieur au poteau mixte. La valeur

correspondante du moment de flexion μkMpl.Rd est la valeur maximale du moment secondaire

de flexion, conséquence des imperfections. Sous la seule charge axiale χNpl.Rd le moment

secondaire va décroître avec χd.

Pour le niveau χd la valeur disponible correspondante pour la résistance en flexion de la

section transversale est μ x Mpl.Rd. La longueur μ est présentée sur la figure 8 et peut être

calculée au moyen de la formule suivante:

μ= μd- μk (χd- χn)/(χ - χn) (10)

En dessous de χn le moment résistant est totalement mobilisable.

La résistance de la section transversale à la flexion vaut: MRd= 0,9. μ. Mpl.Rd, et le poteau a

une résistance à la flexion suffisante si : MSd≤ MRd.

8. Compression et flexion bi axiale combinées

En raison des différentes valeurs d'élancements, de moments sollicitant, et de résistances à

la flexion pour les deux axes, il est nécessaire, dans la plupart des cas, de procéder à une

vérification du comportement biaxial.

26

Le poteau doit être vérifié pour chaque plan de flexion. Cependant il n'y a lieu de prendre en

compte les imperfections que pour le plan où la ruine est susceptible de se produire. Pour

l'autre plan de flexion, il est inutile d'en tenir compte (cas b sur la figure 6). Si l'on a des

doutes sur le plan de ruine, on se place en sécurité en tenant compte des imperfections dans

les deux plans.

Fig 6 : Calcul de compression et flexion biaxiale

L'élément structural présente une résistance suffisante si :

MY.Sd≤0,9 μy Mpl.y.Rd ,

Mz.Sd ≤0,9 μz Mpl.z.Rd,

et

[(MY.Sd/( μy Mpl.y.Rd))+( Mz.Sd/( μz Mpl.z.Rd))]≤1,0

Avec Mpl.y.Rd et Mpl.z.Rd calculés comme ci-dessus selon l'axe approprié.

III) METHODE DE CALCUL DE LA CAPACITE PORTANTE DES POTEAUX

MIXTE PRPOSE PAR VRCELJ ET UY EN 2002

En ce basant sur l‟analyse des études paramétriques et numériques, Vrcelj et Uy ont proposé

une formule simplifiée pour le calcul de la capacité portante des poteaux en acier mince

remplie de béton soumis a la compression en tenant compte de l‟effet de flambement local.

L‟équation (11) représente la formule proposée par ces deux chercheurs, elle exprime la

capacité portante des poteaux en acier mince remplie de béton tenant en compte de l‟effet de

voilement local Nclb en fonction de la charge critique Nc et un coefficient d‟interaction qui

tient compte l‟effet de flambement local αlb. Ce coefficient est calculé par la l‟équation (12) et

il est compris entre 0 et 1 (0≤ α1b ≤1.0).

Nclb = αlb x Nc

(19)

α1b = (100-ρr)/100 (11)

27

Où ρr est le pourcentage de réduction de la charge calculé avec :

ρr=[( Nc-Nclb)/ Nc]*100 (12)

La charge critique Nc est calculée en utilisant la formule (13)

Nc = [π2(EI)e]/Le

2 (13)

La rigidité du poteau est calculée selon l‟euro code par la formule (14) et elle est en fonction

de la rigidité de l‟acier (EI)s et du béton (EI)c.

(EI)e = (EI)s + 0.8(EI)c (14)

Conclusion

Pour comprendre le comportement d'un poteau mixte, il est nécessaire de comprendre le

comportement des différents matériaux aussi bien que leurs interactions. Dans cette partie de

travaille nous avons exposée le code de calcul européen des structures mixtes euro code 4. Ce

règlement définie les différents paramètres qui influent sur le comportement et la capacité

portante des poteaux mixtes ainsi que leurs mode d‟instabilité. Ce code de calcul propose une

méthode simplifier pour l‟estimation de la capacité portante de ce type de poteaux en prenant

en considération les différents facteurs qui interviennent dans cette estimation tel que la

nuance de l‟acier, la résistance du noyau de béton, l‟effet de contrainte résiduelle, la

géométrie des poteaux et l‟excentrement de la charge appliquée. Une autre approche

d‟estimation de la capacité portante des poteaux en acier mince remplie de béton proposé par

Vrcelj et Uy en 2002 est exposée dans cette partie. La formule simplifiée préconisée par ces

deux chercheurs tient en compte de l‟effet de flambement local ainsi que les différentes

caractéristiques des matériaux qui entre dans la composition de ce type de poteaux.

28

Partie B

Etude Expérimentale

Et Proposition D’une Méthode

Analytique D’estimation De

La Capacité Portante

29

1) Introduction

L‟utilisation du laitier sous ses deux formes granulées et cristallisées comme granulats dans la

confection des bétons est peut répandue. Peut d‟étude ont été faites et peut de travaux lui ont été

consacrées, cela pour plusieurs raisons :

- La plus grande partie de la production est granulée pour être utilisée en cimenterie.

- Le laitier cristallisé est utilisé exclusivement en assise de chaussée.

- La méconnaissance du laitier cristallisé en qualité de granulat.

L‟emploi des laitiers du complexe sidérurgique d‟EL HADJAR dans la fabrication des bétons est

resté au stade d‟étude dans les laboratoires. La vulgarisation du laitier cristallisé par des études et à

travers des rencontres, son bas prix et sa disponibilité sont des facteurs qui pourraient inciter les

constructeurs à s‟intéresser à ce granulat et l‟intégrer dans la composition des bétons. Le laitier

cristallisé est un granulat pouvant être utilisé comme gros granulats dans le béton qui est alors

appelé béton de laitier.

2) Programme expérimentale

La première série des poteaux rectangulaires en acier laminé à froid soudés selon le grand coté,

rempli de béton à base de granulat de laitier, sont testés à la compression axiale centrée. Douze

poteaux dont les caractéristiques géométriques présentés dans le tableau 3 ont été testés sous

chargement monotone de compression avec vitesse égale 0,4 tf/s à l‟aide d‟une machine de

compression d‟une capacité de 50tf au laboratoire de génie civil à l‟université d‟ANNABA. Les

quatre spécimens de la première série (V1, V2, V3, V4) ont une section rectangulaire vide formé

d‟un double U en acier laminé a froid de différents élancement (200, 300, 400, 500) mm soudée a

l‟aide de l‟arc électrique (soudure partielle). Les huit poteaux restant ont le même ordre de

grandeur que les poteaux précédents, mais sont remplis de béton à base de laitier cristallisée

(gravier remplacer par granulat de laitier cristallisé) provenant des hauts fourneaux du complexe

sidérurgique d‟EL HADJAR (le laitier broyé pendant 12h au laboratoire avant utilisation). La

moitié des poteaux (P1/28, P2/28, P3/28, P4/28) sont testés à la compression simple après 28 jours

de conservation, l‟autre moitié (P1/3, P2/3, P3/3, P4/3) est testée après 3ans de conservation à l‟air

libre.

L‟acier utilisé pour la confection des sections rectangulaires de la première série est un acier formé

de double profilé en U laminé à froid et soudé dont les caractéristiques mécaniques sont :

Module de young Ea = 21000 MPa

Contrainte ζe = 300 MPa

Figure 7 : détaille des poteaux testés (première série)

30

Tableau1 : Caractéristiques géométrique des poteaux testés (première série)

Une deuxième série est testée après 28 jours, elle concerne les poteaux en acier laminé à froid

soudé totalement (la soudure des deux profilés en U est continue dans ce cas) selon le petit coté,

rempli de béton à base de granulats de laitier. L‟acier utilisé a une contrainte ζe = 270 MPa et un

module de young E = 205000 MPa. Quatre poteaux sont testés à la compression axiale centrée

(P1C, P2C, P3C, P4C), huit poteaux testés à la compression excentrée de 20% et 50% selon l‟axe

de grande rigidité (P1EY1, P1EY2, P2EY1, P2EY2, P3EY1, P3EY2, P4EY1 and P4EY2) et huit

autres sont testé à la compression excentrée de 20% et 50% selon l‟axe de faible rigidité (P1EX1,

P1EX2, P2EX1, P2EX2, P3EX1, P3EX2, P4EX1, P4EX2). Les différentes caractéristiques sont

représentées dans le tableau ci dessous.

Tableau 2 : Caractéristiques géométrique des poteaux testés (deuxième série)

N° poteau B (mm) H (mm) t (mm) L

(mm)

Excentricité selon

l‟axe de grande

rigidité « Ey » (mm)

Excentricité selon

l‟axe de petit rigidité

« Ex » (mm)

P1C 70. 100 2.1 200. 0. 0.

P1EX1 70. 99 2. 200. 19.8 0.

P1EX2 69. 98 2.1 200 49. 0.

P1EY1 70. 100 2. 200. 0. 14.

P1EY2 69. 99 2. 200. 0. 34.5

N° de Poteau H x B x t

(mm)

Section

Acier As

(mm2)

Section

Béton AC

(mm2)

Longueur

L (mm)

V1

V2

V3

V4

97x72x2.40

99x69x2.50

97x71x2.30

100x70x2.40

788.1

815.

751.6

792.9

-

-

-

-

196.

298.

390.

490.

P1/28

P2/28

P3/28

P4/28

102x70x2.10

102x71x2.00

99x73x2.00

100x72x2.10

704.7

676.

672

704.7

6465.2

6566.

6555.

6495.2

200.

300.

400.

500.

P1/3

P2/3

P3/3

P4/3

99x72x2.40

100x71x2.50

97x68x2.30

98x70x2.30

797.7

830.

742.4

751.6

6330.2

6270.

5921.5

6108.3

196.

295.

390.

490.

31

P2C 71. 100 2. 300. 0. 0.

P2EX1 68. 103 2. 300. 20.6 0.

P2EX2 71. 98 2. 300. 49 0.

P2EY1 72. 98 2. 300. 0. 14.4

P2EY2 68. 101 2. 300. 0. 34.

P3C 70. 99 2. 400. 0. 0.

P3EX1 69. 98 2.2 400. 19.6 0.

P3EX2 69. 100. 2. 400. 50. 0.

P3EY1 68. 100. 2.1 400. 0. 13.6

P3EY2 68. 98. 2.1 400. 0. 34.

P4C 68. 100. 2.1 500. 0. 0.

P4EX1 68. 101. 2. 500. 20.2 0.

P4EX2 69. 99. 2.1 500. 49.5 0.

P4EY1 70. 99. 2.1 500. 0. 14.

P4EY2 69. 101. 2. 500. 0. 34.5

Figure 8 : détaille des poteaux testés (deuxième série)

3) Composition du béton utilisé

Le béton utilisé dans le remplissage des profils en acier est à base de laitier cristallisé c'est-à-

dire que dans la composition de béton les granulats ordinaire sont remplacés par des granulats de

laitier de la fraîche production du complexe sidérurgique d‟EL HADJAR de fraction de 10 mm.

Les caractéristiques de laitier utilisé sont :

Masse volumique apparente = 1360 Kg/m3

Masse volumique absolue = 2800 Kg/m3

d/D = 0/10

32

Le rapport E/C est égal à 0,5, alors que le dosage en ciment est de 350 Kg/m3 de béton. Le sable

est le laitier concassée sont d‟un rapport égale à G/S = 2 (en volume, soit 700 kg/m3 de granulat

et 400 kg/m3 de sable).

L‟affaissement au cône d‟ABRAMS du béton est égal à 7cm

La densité du béton est de l‟ordre de 2,45

La résistance moyenne à 28 jours est ζb =20 MPa

4) Condition de préparation et de conservation des échantillons

La préparation des éprouvettes qui consiste à remplir en béton des tubes en acier s‟est effectuée

au laboratoire. On a préconisé une vibration faible avec un piquage. Les spécimens testés après

3ans de conservation ont été conservés à l‟air libre.

5) Procédure de collage des jauges

Les jauges utilisées ont une résistance égale à 120Ω et un coefficient de jauge égale à 2. Dans

la première série, seul les poteaux testés après 3ans de conservation on été l‟objet

d‟enregistrement de la courbe charge – déformation. Sur ces poteaux nous avons collés a mi

longueur de poteau et au milieu de la section une jauge verticale pour la mesure de déformation

en compression et sur le coté opposé et à la même position une jauge horizontale pour la mesure

des déformations en traction.

Dans la deuxième série, nous avons collé une seul jauge verticale a mi longueur et au milieu de

la section de grand coté dans la même direction de chargement excentrée selon l‟axe de grande

rigidité. Dans le cas d‟un chargement excentrée selon l‟axe de faible rigidité, la jauge est collée

selon la direction d‟application de la charge a mi longueur de poteau et au milieu de la section

de petit coté Figure 9.

Figure 9 : Position des jauges dans le cas de chargement excentrée de compression (deuxième

série)

L‟enregistrement de la force est aussi déterminer à l‟aide d‟une jauge collée sur la tige de

presse de compression, et à laide d‟un coefficient de passage on peut transformer la déformation

en une charge. Ce coefficient est déterminer par l‟opération de calibration de jauge de force

CPmoyenne = 0.137 (figure 10, 11 et 12)

Axe YY

Axe ZZ

εv Axe XX

Axe ZZ

εv

A-Excentricité selon l‟axe XX B-Excentricité selon l‟axe YY

L

33

La procédure de collage des jauges est la suivante :

- traçage de milieu de chaque éprouvette ;

- nettoyer la zone de milieu nécessaire au collage de la jauge à l‟aide de papier vert ;

- nettoyage de la surface par de coton et de l‟eau ;

- nettoyage de surface par un coton est de dissolvant et laisser l‟éprouvette jusqu‟au séchage du

dissolvant ;

- collage de la jauge ;

- vérification de la résistance de la jauge à l‟aide d‟un ampère mètre (120 Ω) ;

- collage des terminales nécessaire pour la soudure des fils ;

- soudure des fils par l‟éteint ;

- vérification de la résistance des jauges sur les fils soudé.

6) Etalonnage de la machine de compression

Avant d‟entamer tout essais il faut faire l‟étalonnage la machine, cette opération consiste à

vérifier le taux d‟erreur dans la machine. L‟étalonnage est fait par le biais d‟un anneau

d‟étalonnage certifié. Le chargement centré se fait par incrément de 2tf en mesurant la

déformation incrémentale par une jauge. Les résultats sont comparés aux valeurs données par la

fiche technique de la presse de compression. Le taux différentiel était de 0,4%, un taux acceptable

et négligeable.

Figure 10 : Calibration 1 Figure 11: Calibration 2

Figure 12 : Calibration 3

-5

0

5

10

15

20

0 50 100 150

forc

e (

tf)

déformation (us)

-5

0

5

10

15

20

0 50 100 150

forc

e (

tf)

déformation (us)

-5

0

5

10

15

20

0 50 100 150

forc

e (

tf)

déformation (us)

34

7) Essai de compression

L‟introduction des poteaux dans la machine de compression a été faite de façon a respecter la

présence ou non de l‟excentrement. Les surfaces des échantillons ont été préparées de façon à

éliminer les imperfections de surface. La vitesse de chargement est de 0,4 tf/s. La charge de

rupture est atteinte lorsqu‟il n‟y a plus possibilité de toute augmentation du chargement et que le

mécanisme de rupture commence à prendre place. La charge de la rupture est enregistrer sur

l‟ordinateur chaque 0,5s par l‟intermédiaire d‟une chaîne de mesure. Les déformations horizontale

et verticale sont aussi enregistrées sur ordinateur par l‟intermédiaire de la chaîne de mesure.

8) Essai de compression directe sur tube vide (première série)

a) Tube V1

La force de compression maximale atteinte est Pmax = 150kN, l‟éprouvette a subit un flambement

locale a une distance de 56,7mm de bout supérieur. La cloque concave sur le grand coté est

d‟une valeur de (δ=14mm, coté opposée δ=12mm) et la cloque convexe sur le petit coté est d‟une

valeur de (δ=10mm). La déformation longitudinale a l‟atteinte de la charge maximale est εL=939

micro-strain.

b) Tube V2

La charge maximale enregistrée est Pmax =144kN, l‟éprouvette a subit une formation de

flambement locale a une distance 76,6mm de bout supérieur. Ce flambement est concave sur les

grandes parois avec δ=12mm, sur les petites parois est convexe (δ=5mm, coté opposée δ=4mm).

La déformation longitudinale pour la charge maximale est εL=1332,6μs.

c) Tube V3

La capacité de compression maximale atteinte est Pmax =130kN. L‟éprouvette à subit à un

flambement locale à une distance 84,3mm de bout supérieur. La cloque est concave sur les

grandes parois (δ=14mm, coté opposée δ=13mm). Sur les petites parois un flambement local

convexe (δ=5mm). La déformation longitudinale pour la charge maximale est εL=1760μs.

d) Tube V4

La charge maximale enregistrée est Pmax =120Kn. L‟éprouvette a subit un flambement local a

une distance de 112,5mm de bout supérieur dont la cloque est concave sur les grandes parois

(δ=16mm) et une cloque convexe sur les petites parois (δ=10mm). La déformation longitudinale

a l‟atteinte de la charge maximale est εL=1335μs.

35

On remarque que sur toutes les courbes des quatre spécimens vides que le déchargement est brutal

ce qui implique que leurs comportements est fragile (rupture brutale). D‟après les résultats

présentés des tubes vides on peut conclure que plus l‟élancement augmente plus la résistance

maximale diminue.

9) Essai de compression directe sur les tubes pleins (première série)

a) Tube P1/28 et P1/3ans

Les charges maximale enregistrée dans ce cas sont respectivement Pmax =280kN dans de le cas

de poteau testé a 28 jours et Pmax =347kN dans le cas de poteau testé après 3ans de conservation.

Le mode de flambement est le flambement local à une distance maximale de more fixe de

65,3mm dans le cas de tube P1/28 et 53,6mm dans le cas de tube P1/3. La forme de cloque est

convexe sur les deux parois (δ=5mm pour P1/28 et 8mm pour P1/3). La déformation

longitudinale a l‟atteinte de la charge maximale est εL=1241μs.

Figure 13: Courbe charge – déformation des

tubes LV1, LV2, LV3 et mode de flambement

36

Figure 14 : Mode de flambement Poteau P1/28 et P1/3ans

b) Tube P2/28 et P2/3ans

Les charges maximale enregistrées dans ce cas sont respectivement Pmax =230kN dans de le cas

de poteau testé a 28 jours et Pmax =344kN dans le cas de poteau testé après 3ans de conservation.

Le mode de flambement est le flambement local à une distance maximale du more fixe de

85,7mm dans le cas de tube P2/28 et 63,7mm dans le cas de tube P2/3. La forme de cloque est

convexe sur les deux parois (δ=6mm pour P2/28 et 13mm pour P2/3). La déformation

longitudinale a l‟atteinte de la charge maximale est εL=1471μs. Un écrasement du béton et

éclatement de soudure est observé au niveau de bout supérieur dans le cas de poteau P2/3.

Figure 15: Mode de flambement Poteau P2/28 et P2/3ans

c) Tube P3/28 et P3/3

Les charges de rupture enregistrées dans ce cas sont respectivement Pmax =210kN dans de le cas

de poteau testé a 28 jours et Pmax =349kN dans le cas de poteau testé après 3ans de conservation.

Le mode de flambement est le flambement local à une distance maximale de more fixe de

76,3mm dans le cas de tube P3/28 et 108,8mm dans le cas de tube P3/3. La forme de cloque est

convexe sur les deux parois (δ=6mm pour P2/28 et 10mm pour P2/3). La déformation

longitudinale a l‟atteinte de la charge maximale est εL=1560μs.

P1/28

P1/3

P2/28

P2/3

37

Figure 16: Mode de flambement Poteau

P3/28 et P3/3ans

d) Tube P4/28 et P4/3ans

Les capacités portante enregistrées dans ce cas sont respectivement Pmax =150kN dans de le cas

du poteau testé a 28 jours et Pmax =264kN dans le cas du poteau testé après 3ans de conservation.

Le mode de flambement est le flambement local à une distance maximale du more fixe de

74,4mm dans le cas de tube P4/28 et de 75,6mm dans le cas de tube P4/3. La forme de cloque est

convexe sur les deux parois (δ=5mm pour P2/28 et 8mm pour P2/3). La déformation

longitudinale a l‟atteinte de la charge maximale est εL=1586μs.

Figure 17: Mode de flambement Poteau

P4/28 et P4/3ans

Les essais menés sur les tubes pleins montre que leurs comportements sont fragile (rupture

brutale) mais il y a une amélioration considérable de la résistance par rapports aux tubes vides

(Fig 21, 22, 23 et 24).

P3/28

P3/3

P4/28 P4/3

38

Figure 18: Courbe charge – déformation Figure 19: Courbe charge – déformation

Tube P1/3 Tube P2/3

Figure 20: Courbe charge – déformation Figure 21: Courbe charge – déformation

Tube P3/3 Tube P4/3

Tous les résultats enregistrés sont résumé dans les deux tableaux 5 et 6.

0

50

100

150

200

250

300

350

400

0 1000 2000 3000Déformation us

Ch

arg

e (

KN

)

0

50

100

150

200

250

300

350

400

0 500 1000 1500 2000Déformation us

Ch

arg

e (

KN

)

0

50

100

150

200

250

300

350

0 500 1000 1500Déformation us

Ch

arg

e (

KN

)

0

50

100

150

200

250

300

350

0 500 1000 1500Déformation us

Ch

arg

e (

KN

)

39

Tableau 3 : Résumé des observations de la première série des poteaux

N° de

poteau

Charge au début de flambement

(kN)

Distance de bord supérieur au premier

flambement local formé (mm)

V1

V2

V3

V4

105 (70%P)

95.1 (66%P)

92.1 (71%P)

84.5 (70%P)

56.7

76.6

84.3

112.5

P1/28

P2/28

P3/28

P4/28

266. (97%P)

213.9 (97%P)

199.5 (95%P)

138. (93%P)

65.3

85.7

76.3

74.4

P1/3

P2/3

P3/3

P4/3

336.6 (97%P)

333.8 (97%P)

335. (95%P)

245.5 (92%P)

53.6

63.7

108.8

75.6

40

Tableau 4 : Récapitulatif des différents résultats obtenus de la première série des poteaux

10) Essai de compression excentrée sur les tubes pleins (deuxième série)

a) Poteaux testés à la compression axiale (P1C, P2C, P3C et P4C)

Après enregistrement des résultats des poteaux soumis à la compression axiale, nous avons

remarqué que le mode d‟instabilité dans ce cas est le flambement local convexe, la position de

flambement varie d‟un poteau à l‟autre. La charge maximale enregistrée est celle de poteau

P1C, et elle diminue avec l‟augmentation de la hauteur de poteau (voir tableau 7). La capacité

portante enregistrée est amélioré par rapport aux poteaux testé a 28 jours de la première série

cela est due à la soudure totale des deux profils ainsi qu‟au positionnement de la soudure (sur

le grand ou petit coté). La Figure 22montre l‟effet de la hauteur de poteau sur la capacité

portante des poteaux, on constate que le comportement est fragile, et la rigidité initiale est

affectée par l‟augmentation de la hauteur des poteaux, il en est de même pour l‟énergie de

déformation. La déformation maximale enregistrée dans ce cas est de 2800 micro-strain.

N° de

poteau HxBxt (mm)

Section

Acier

(mm2)

Section

Béton

(mm2)

Longueur

L (mm)

Charge

d‟écrasement

(kN)

Charge

expérimentale

(kN)

EC3

(kN)

EC4

(kN)

V1

V2

V3

V4

97x72x2.40

99x69x2.50

97x71x2.30

100x70x2.40

788.1

815.

751.6

792.9

-

-

-

-

196.

298.

390.

490.

236.4

244.5

225.5

237.9

150.

144.

130.

120.

246.

258.

212.

206.

-

-

-

-

P1/28

P2/28

P3/28

P4/28

102x70x2.10

102x71x2.00

99x73x2.00

100x72x2.10

704.7

676.

672

704.7

6465.2

6566.

6555.

6495.2

200.

300.

400.

500.

313.

306.3

305.

313.8

280.

230.

210.

150.

-

-

-

-

265.

252.

253.

268.

P1/3

P2/3

P3/3

P4/3

99x72x2.40

100x71x2.50

97x68x2.30

98x70x2.30

797.7

830.

742.4

751.6

6330.2

6270.

5921.5

6108.3

196.

295.

390.

490.

339.1

347.8

316.1

321.8

347.

344.

349.

264.

-

-

-

-

302.

309.

281.

286.

41

Tableau 5 : Résumé des observations de la deuxième série des poteaux

N° de poteau Charge au début de

flambement (kN)

Distance de bord supérieur

au premier flambement local

formé (mm)

Charge

expérimentale

(kN)

Charge prédite

par EC4

P1C 275.8 38.3 290. 269.8

P1EX1 253.6 76.6 278.1 260.5

P1EX2 230.7 103.3 263.3 257.9

P1EY1 250.8 54.7 272.6 262.6

P1EY2 216.5 66.8 260.9 257.9

P2C 253.9 51.4 270. 263.6

P2EX1 243.4 114.7 263.1 259.2

P2EX2 220.7 265.7 251.9 251.

P2EY1 218.4 194.4 253.4 250.5

P2EY2 206.1 132.2 248.2 249.7

P3C 246.5 96.5 265. 252.

P3EX1 228.9 203.2 251. 248.

P3EX2 204.2 194.8 237. 235.9

P3EY1 217.8 285.4 248.5 240.4

P3EY2 197.3 302.2 232.5 233.8

P4C 238.5 284.6 262.3 241.7

P4EX1 203.1 112.4 243. 237.

P4EX2 195.4 96.7 235. 226.3

P4EY1 198.2 201.5 238. 224.5

P4EY2 177.3 187.8 232. 223.4

Figure 22: Courbe charge – déformation des

poteaux P1C, P2C, P3C et P4C

0

50

100

150

200

250

300

350

-3000 -2000 -1000 0 1000 2000 3000

Ch

arg

e (k

N)

Déformation (us)

P1C

P2C

P3C

P4C

42

Figure 23: Poteaux testés à la compression

axiale centrée

b) Poteaux testés à la compression excentrée de 20% selon l’axe de faible rigidité

(P1EX1, P2EX1, P3EX1 et P4CEX1)

Les poteaux ont subis dans ce cas une compression excentrée de 20% selon l‟axe de faible

rigidité (20%H). Le mode d‟instabilité remarqué est le flambement local (Figure 27) dont la

position varie d‟un poteau à l‟autre selon l‟élancement (voir tableau 7). La capacité portante

enregistrée varie de 278.1kN à 243kN et elle diminue avec l‟augmentation de la hauteur de

poteau. Les courbes charge – déformation de cette série illustre la diminution remarquable de

la rigidité initiale des poteaux par rapport a ceux soumis au chargement axiale, cette

diminution de rigidité s‟accentue lorsque la hauteur des poteaux est de plus en plus

importante. Nous avons remarqué au niveau de la formation du flambement local un

éclatement de quelque soudure ce qui explique la chut de résistance après l‟atteinte de charge

maximale. La déformation dans ce cas varie de 1138 micro-strain à 1925 micro-strain (voir

Figure 28).

Figure 24: Poteaux testés à la compression

excentrée de 20% H

43

Figure 25: Courbe charge – déformation des

poteaux P1CEX1, P2CEX1, P3CEX1 et P4CEX1

c) Poteaux testés à la compression excentrée de 50% selon l’axe de faible rigidité

(P1EX2, P2EX2, P3EX2 et P4CEX2)

Les résultats illustrent que les poteaux soumis au chargement excentrée de 50%H ont subit un

flambement local sauf le poteau d‟élancement 500 mm (P4CEX2) qui a subit un flambement

général accompagné d‟un flambement local (voir Figure 29). La position de ce flambement

local varie d‟un poteau à l‟autre, les différents résultats sont présentés dans le tableau 7. Nous

avons remarqués quelques éclatements de soudures au niveau de la formation du flambement

local. La capacité portante enregistrée est fortement influencée par la hauteur des poteaux et le

taux d‟excentrement de la charge, elle varie dans ce cas de 235kN à 263.3kN. La Figure 27qui

représente les courbes charge – déformation des poteaux testés à la compression excentrée de

50%H montre que la rigidité initiale diminue considérablement quand l‟excentricité selon

l‟axe de faible rigidité augmente. La déformation maximale enregistrée dans le cas des ces

poteaux est de 2500 micro-strain.

Figure 26: Poteaux testés à la compression

excentrée de 50% H

0

50

100

150

200

250

300

0 1000 2000 3000

Ch

arg

e (k

N)

Déformation (us)

P1CEX1

P2CEX1

P3CEX1

P4CEX1

44

Figure 27: Courbe charge – déformation des

poteaux P1CEX2, P2CEX2, P3CEX2 et P4CEX2

d) Poteaux testés à la compression excentrée de 20% selon l’axe de grande rigidité

(P1EY1, P2EY1, P3EY1 et P4CEY1)

Dans cette série, les poteaux ont été soumis à un chargement de compression excentrée de

20%B. l‟intégration des poteaux a l‟intérieur de la presse de compression a été faite de façon a

respecté ce taux d‟excentrement de charge. Le mode de flambement remarqué dans ce cas est

le flambement local convexe Figure 31, la position de formation de flambement par rapport au

bord supérieur varie d‟un poteau à l‟autre. La capacité portante enregistrée varie de 238kN à

272.6kN. La rigidité initiale dans ce cas diminue avec l‟augmentation de la hauteur des

poteaux et l‟excentrement de charge Figure 32. La déformation enregistré a l‟atteinte de la

charge maximale est d‟environ 2000 micro-strain et elle varie en fonction de la hauteur des

poteaux testés.

Figure 28: Poteaux testés à la compression

excentrée de 20% B

0

50

100

150

200

250

300

0 1000 2000 3000 4000

Ch

arg

e (k

N)

Déformation (us)

P1CEX2

P2CEX2

P3CEX2

P4CEX2

45

Figure 29: Courbe charge – déformation des

poteaux P1CEY1, P2CEY1, P3CEY1 et P4CEY1

e) Poteaux testés à la compression excentrée de 50% selon l’axe de grande rigidité

(P1EY2, P2EY2, P3EY2 et P4CEY2)

Les poteaux dans ce cas ont été testés sous chargement de compression excentrée de

50%B. Le mode d‟instabilité remarqué dans cette série reste toujours le flambement local

convexe (voir Figure 33) sauf dans le cas de poteau d‟élancement 500mm ou nous avons

remarqué une formation du flambement générale accompagné d‟un flambement local

convexe et une formation d‟une rotule plastique à ce niveau. La Figure 31illustre que la

rigidité initiale est fortement influencé par l‟augmentation de taux d‟excentrement de

charge et de même l‟énergie de déformation. La capacité portante enregistrée dans le cas

de cette série diminue avec l‟augmentation de la hauteur des poteaux et elle varie de

232kN à 260.9kN et la déformation a l‟atteinte de la charge maximale varie de 2800

micro-strain a 3500 micro-strain.

0

50

100

150

200

250

300

0 1000 2000 3000 4000

Ch

arg

e (k

N)

Déformation (us)

P1CEY1

P2CEY1

P3CEY1

P4CEY1

46

Figure 30: Poteaux testés à la compression

excentrée de 50% B

Figure 31: Courbe charge – déformation des

poteaux P1CEY2, P2CEY2, P3CEY2 et P4CEY2

11) Proposition d’une méthode analytique d’estimation de la capacité portante des

poteaux mixtes court

Dans ce chapitre nous proposons une méthode analytique approchée qui prédit la capacité

portante des poteaux mixtes courts, en supposant que l‟allure de déformation provoquée par le

flambement local est de forme sinusoïdale dont l‟équation est comme suit :

Δ = Δ 0 sin (π x / L) (24)

0

50

100

150

200

250

300

0 1000 2000 3000 4000 5000

Ch

arg

e (k

N)

Déformation (us)

P1CEY2

P2CEY2

P3CEY2

P4CEY2

47

D‟où : Δ 0 est l‟amplitude de déformation initiale a mi portée, cette déformation initiale est

prise égale a 4% pour prendre en compte des déformations provoqué par les défauts

géométrique de la section d‟acier, déformation due au laminage à froid et à la soudure à l‟arc

électrique.

L : est la longueur de poteau considérée dans le plan de flexion

La courbure correspondante s‟exprime par :

ψ = δ2 Δ / δx

2 (25)

ψ = ( π2 / L

2 ) Δ 0 sin (π x / L) (26)

Pour x =L/2 on aura : Ф = Δ 0 π2 / L

2 (27)

Pour le calcul de la capacité portante des poteaux mixtes, on suppose que le poteau est

simplement appuyé sur ses deux extrémités et soumis à une force de compression de l‟acier

(Fa) et à une poussé du béton (qu). Le schéma statique représentatif des efforts appliqués au

poteau mixte est représenté sur la figure ci dessous :

La méthode utilisée pour avoir la solution qui converge est itérative, l‟organigramme qui

explique la procédure de calcul de la capacité portante est présenté ci-dessous :

Fa

Fa

qu (Poussé du béton sur l‟acier)

(Force appliquée sur l‟acier)

48

Oui

Non

Oui

Non

Vérifier que Mi ≤ Mp

Sinon Mi = Mp

Calculer Mf

Mf = [quL2/8] + [Fa (δ+e)]

Force revenu a l‟acier Fa = 0.4P

Force revenu au béton Fb = 0.6P

Calculer qu = X Fb / H

Calculer Ф = δ π2 / L

2

Calcul de moment interne Mi

Déplacement de dépare δ= δ0+Δδ

Iter = 0

Iter = iter +1

iter ≤ iterm P=P+ ΔP

Donnés Moment plastique (Mp)

Longueur (L), section de béton (BxH)

Section d‟acier et du béton (Aa, Ab)

Contrainte d‟acier et du béton (fy, ζb)

Module de Young (Eacier, Ebéton)

Inertie (Iacier, Ibéton)

Excentricité de charge si elle existe (e)

Rapport de contrainte latérale sur contrainte

verticale (x)

Itération maximale (Iterm)

Tolérance maximale (tol)

Charge de dépare P = ΔP

δ = δ0

Fu=0.85(ζb Ab)+

(fy Aa), P≤Fu

49

Les résultats enregistrés de la capacité portante, en utilisant la méthode décrite

précédemment sont représenté dans le tableau suivant :

Tableau 6 : Capacité portante calculée par la méthode analytique

N° de poteau

Capacité portante obtenue

par la méthode proposée

(kN)

Capacité

portante

expérimentale

(kN)

Taux d‟erreur en % de

sous estimation de

capacité portante calculé

par la méthode proposé

P1C 283.6 290. 2,2

P1EX1 266.2 278.1 4,3

P1EX2 257.2 263.3 2,3

P1EY1 263.3 272.6 3,4

P1EY2 255.8 260.9 1,9

P2C 265.5 270. 1,6

P2EX1 253.7 263.1 3,6

P2EX2 246.1 251.9 2,3

P2EY1 242.6 253.4 4,3

P2EY2 244.5 248.2 1,5

P3C 261.4 265. 1,4

P3EX1 246.2 251. 1,9

P3EX2 231.5 237. 2,3

P3EY1 241.7 248.5 2,7

P3EY2 223.8 232.5 3,7

P4C 256.5 262.3 2,2

P4EX1 235.3 243. 3,2

P4EX2 229.8 235. 2,2

P4EY1 230.4 238. 3,2

P4EY2 220.6 232. 4,9

Oui

(Mf – Mi / Mf) ≤ tol

Enregistrer la charge P

Stop

Non

50

La comparaison entre la capacité portante enregistrée expérimentalement et celle calculée par

la méthode proposé, montre que cette dernière sous estime la capacité portante des poteaux

mixtes. Le taux de sous estimation varie d‟un poteau à l‟autre, il est compris entre 1,5% et

4,9%, ce pourcentage d‟erreur est acceptable en générale et il nous offre une réserve de charge

qui peut être efficace pour le retardement de phénomène, d‟instabilité des poteaux mixtes.

12) Discussion des résultats

Le remplissage des poteaux rectangulaires formés d‟acier laminé à froid et soudé par du béton

dont les granulats naturels sont remplacés par des granulats de laitier cristallisé à amélioré

considérablement la capacité portante des poteaux en acier. Le taux d‟accroissement de la

capacité portante varie d‟un poteau à l‟autre selon sa hauteur et il est compris entre 25% à

86% de la résistance des poteaux vides en acier. Cette amélioration de résistance permet de

retarder le phénomène d‟instabilité et avoir un gain de résistance important (voir Figure 35).

Figure 32: Taux d‟accroissement de résistance des poteaux mixtes a 28 jours

par rapport au poteaux en acier (poteau P1,P2,P3,P4,V1,V2,V3,V4)

L‟influence du temps sur la résistance des poteaux en acier laminé à froid et soudé remplie de

béton dont les granulats naturels sont remplacés par des granulats de laitier cristallisé est

étudiée dans ce travail. Les poteaux ont été conservés à l‟aire libre pendant 3 ans et testés à la

compression axiale.

1

1.2

1.4

1.6

1.8

2

200 300 400 500 600

P 28j / P Vide

Ra

pp

ort

de

cha

rge

Hauteur de poteau en mm

51

Figure 33 : Taux d‟accroissement de résistance des poteaux mixtes testés après 3ans

par rapport au poteaux mixtes testés a 28 jours

(poteau P1/3ans,P2/3ans,P3/3ans,P4/3ans, P1/28,P2/28,P3/28,P4/28)

Les résultats montrent que la résistance de ces poteaux augmente par rapport à ceux testés à

28 jours ce qui nous permet d‟être assuré au sujet du comportement de ces poteaux à long

terme. Le taux d‟accroissement de la capacité portante est représenté sur l‟histogramme de la

Figure 33, il varie en fonction de l‟élancement des poteaux de 24% à 75%.

La capacité portante des poteaux vide en acier laminé à froid et soudé est inversement

proportionnelle à leur hauteur et diminue d‟une façon presque linéaire comme l‟indique la

Figure 34. La charge expérimentale varie de 120kN à 150 kN, par contre celle calculée par le

règlement euro code 3 est entre 206kN et 246 kN. La confrontation des résultats

expérimentales avec ceux calculés par le code euro code 3 nous ramène à conclure que ce

dernier sur estime la capacité portante des poteaux vide en acier laminé à froid et soudé ce qui

nous place dans une situation non sécuritaire. La surestimation de la charge par l‟EC3 des

poteaux étudiés dans ce travail est certainement due au procédé de laminage a froid ainsi qu‟à

l‟effet de soudure partielle des deux profilés en U qui forment la section des poteaux en acier,

ceci provoque des contraintes résiduelles importante qui ne sont pas prisent en compte par le

règlement cité précédemment.

0

0.2

0.4

0.6

0.8

1

1.2

1.4

1.6

1.8

2

1 2 3 4

P 3ans / P 28j

200m

m

300m

m

400m

m

500m

m

52

Figure 34 : Capacité portante des poteaux en acier vide

en fonction de leur hauteur

Les Figure 35 et 39 représentent les résultats expérimentaux de la capacité portante des

poteaux mixtes soumis au chargement excentrée de compression selon l‟axe de faible rigidité

(XX) et l‟axe de grande rigidité (YY) respectivement. On remarque que la capacité portante

que ce soit pour les poteaux testés à la compression axiale ou excentrée est inversement

proportionnelle à la hauteur des poteaux. L‟allure de la diminution de la charge en fonction de

la hauteur des poteaux est de forme linéaire Ax+b comme l‟indique les deux figures 37 et 38.

La vitesse de diminution de la capacité portante des poteaux testés à la compression excentrée

selon l‟axe (XX) et un peut moins rapide que celle des poteaux testés à la compression

excentrée selon l‟axe (YY).

Figure 35 : Capacité portante des poteaux en fonction de leur hauteur

(chargement axial et excentrée selon l‟axe XX)

0

50

100

150

200

250

300

200 250 300 350 400 450 500 550

P VIDE EC3

P VIDE Expérimentale

Hauteur de poteau en mm

ch

arg

e e

n k

N

0

50

100

150

200

250

300

350

200 300 400 500 600

Ch

arg

e (

kN

)

Hauteur de poteau(mm)

P Concentée

P excentrique EX1

P excentrique EX2

53

Figure 36 : Capacité portante des poteaux en fonction de leur hauteur

(Chargement axial et excentrée selon l‟axe YY)

La relation entre la capacité portante des poteaux mixtes enregistrés expérimentalement et

leurs directions et le taux d‟excentrement du chargement est représenté sur les deux figures ci-

dessous. A partir de cette relation, on peut conclure que la capacité portante est fortement

influencée par la direction d‟application de charge et le taux d‟excentrement. Le pourcentage

de diminution de la charge varie de 4% à 14% et il est en fonction de la hauteur du poteau, la

direction de chargement et le taux d‟excentrement de charge. La vitesse de diminution de la

capacité portante est de plus en plus rapide lorsque le taux d‟excentrement de charge et la

hauteur des poteaux augmentent, et elle est plus remarquable dans le cas des poteaux testés au

chargement excentrée selon l‟axe (YY).

Figure 37 : Relation capacité portante des poteaux mixtes – taux excentrement

de charge selon l‟axe XX

0

50

100

150

200

250

300

350

200 300 400 500 600

Ch

arg

e (

kN

)

Hauteur de poteau (mm)

P Concentrée

P excentrique EY1

P excentrique EY2

200

250

300

0 0.2 0.4 0.6

Ch

arg

e (

kN

)

Excentricité EX/H

P EX (L=200mm)

P EX (L=300mm)

P EX (L=400mm)

54

Figure 38 : Relation capacité portante des poteaux mixtes – taux excentrement

de charge selon l‟axe YY

La comparaison des résultats de la capacité portante enregistrée expérimentalement par

rapport à ceux calculés en utilisant le code de calcul euro code 4 sont représentés dans les

figures 42 et 43. La confrontation des deux résultats nous fait conclure que l‟euro code 4 sous

estime la capacité portante dans la plus part des cas que ce soit en chargement axial ou

excentrée. Cette sous estimation est certainement relier aux différents coefficients de sécurité

proposé par l‟euro code 4 qui interviennent dans la prédiction de la capacité portante de ce

type de poteaux.

Figure 39 : Comparaison entre la capacité portante expérimentale et celle prédite

par EC4 des poteaux soumis au chargement excentrée selon l‟axe (XX)

200

250

300

0 0.2 0.4 0.6

Ch

arg

e (k

N)

Excentricité EY/B

PEY (L=200mm)PEY (L=300mm)PEY (L=400mm)PEY (L=500mm)

220

230

240

250

260

270

280

290

0 200 400 600

PEX1 Expérimentale

PEX1 EC4

Hauteur de poteau en mm

ch

arg

e e

n k

N

220

225

230

235

240

245

250

255

260

265

270

0 200 400 600

PEX2 Expérimentale

PEX2 EC4

Hauteur de poteau en mm

ch

arg

e e

n k

N

55

Le pourcentage de sous estimation de la capacité portante prédite par ce règlement varie de

1% a 7% et il est en fonction de la hauteur des poteaux, la direction d‟application de charge et

le taux d‟excentrement. On peut conclure dans ce cas que la charge prédite par le règlement

euro code 4 nous assure plus de sécurité cela est dus à la réserve de chargement prédit par ce

règlement.

Figure 40 : Comparaison entre la capacité portante expérimentale et celle prédite

par EC4 des poteaux soumis au chargement excentrée selon l‟axe (YY)

La relation entre la capacité portante calculée par le code de calcul euro code 4, et celle

enregistrée expérimentalement à 28 jours des poteaux qui ont été l‟objet de cette étude est

représenté dans la Figure 41, à partir de cette relation, on constate que les résultats sont bornés

par deux droites de forme y = ax+b dont les valeurs des deux constantes a et b sont

représentés dans la Figure 40.

Figure 41 : Relation capacité portante prédite par EC4 – capacité portante

expérimentale à 28 jours

220

230

240

250

260

270

280

0 200 400 600

PEY1

Expérimentale

PEY1 EC4

Hauteur de poteau en mm

ch

arg

e e

n k

N

220

225

230

235

240

245

250

255

260

265

0 200 400 600

PEY2 Expérimentale

PEY2 EC4

Hauteur de poteau en mm

ch

arg

e e

n k

N

y = 0.8077x + 49.308

y = 0.8442x + 23.312

220

230

240

250

260

270

280

290

300

220 240 260 280 300 320

Charge exéprimentale

Ch

arg

e p

réd

ite

pa

r E

C4

56

La confrontation des résultats expérimentaux de la capacité portante des poteaux dont les

profilés en acier sont soudés partiellement avec ceux des poteaux à soudure continue nous

implique que ces derniers ont une résistance plus importante que le premier type de poteaux

(Figure 42). L‟écart de résistance entre ces deux types de poteaux devient de plus en plus

remarquable quand la hauteur augmente. Le taux de diminution de la capacité portante,

exprimé en pourcentage, des poteaux à soudure partielle par rapport a ceux à soudure continue

varie de 3.4% à 42.8% et il est proportionnel a la hauteur des poteaux (Figure 43).

La comparaison de ces différents résultats nous confirme l‟importance de bonne exécution

des soudures de profils métallique en assurant sa continuité le long des parties soudées. La

mauvaise exécution de ces derniers provoque une perte importante de résistance et génère un

problème d‟instabilité dans une structure avant même d‟atteindre sa capacité portante calculé

théoriquement par différents règlement.

Figure 42 : Comparaison entre la capacité portante des poteaux a soudure partielle et

ceux a soudure continue

0

50

100

150

200

250

300

200300

400500

P poteau a soudure partiellement

P poteau a soudure continue

Hauteur de poteau en mm

ch

arg

e e

n k

N

57

Figure 43 : Taux de diminution de charge des poteaux a soudure partielle par rapport a ceux a

soudure continue en fonction de leurs hauteurs

Figure 44 : Variation de la capacité portante expérimentale et calculée par la méthode de

Vrcelj et Uy en fonction de la hauteur des poteaux

Sur la Figure 44, on représente les résultats expérimentales et ceux calculés par la méthode

proposé par Vrcelj et Uy en fonction de la hauteur des poteaux. La confrontation des deux

résultats de la capacité portante montre que la méthode proposé par Vrcelj et Uy sous estime

la capacité portante dans le cas des poteaux dont la hauteur est inferieure à 280mm et la sur

estime dans le cas inverse. Le taux de sous estimation arrivera dans ce cas a 4.68% et dans le

cas de sur estimation il atteindra 3.33%, on peut dire dans ce cas que la méthode d‟estimation

de la capacité portante proposée par ces deux chercheur est admissible dans le cas des poteaux

courts vu le taux d‟erreur acceptable. Le taux d‟erreur enregistré en utilisant la formule de

Vrcelj et Uy peut être diminué en prenant en compte d‟un facteur qui n‟est considéré par ces

0

5

10

15

20

25

30

35

40

45

1 2 3 4

Ta

ux d

e d

imin

uti

on

de

cha

rge

en p

orc

enta

ge

L =

20

0m

m

L =

30

0m

m

L =

40

0 m

m

L =

50

0 m

m

245

250

255

260

265

270

275

280

285

290

200300

400500

Ch

arg

e (k

N)

Hauteur de poteau(mm)

P axiale Expérimentale

P axiale Vrcelj et Uy

58

derniers dans leur formule, ce facteur est l‟effet des contraintes résiduelles provoquées par la

soudure à l‟arc électrique de l‟acier qui vont influencer impérativement sur la capacité

portante.

Conclusion général

L‟étude présentée dans ce travail de recherche a été consacrée aux poteaux courts en acier

laminés à froids et soudés remplies de béton dont les granulats naturel sont remplacé par des

granulats de laitier des hauts fourneaux d‟Elhadjar. Cette étude est menée plus précisément

sur la compréhension de comportement de tel type de poteau ainsi qu‟au calcul de la capacité

portante des poteaux sous chargement axial et excentrée. Notre travail de recherche a été

mené selon deux parties principales :

- La première partie de ce travail a été consacré à l‟étude bibliographique des différents

travaux réalisés sur les poteaux mixtes ainsi qu‟à l‟exposition de la méthode de prédiction

de la capacité portante des poteaux mixtes décrite dans le code de calcul euro code 4. Une

autre méthode plus simple qui a été proposé par Vrcelj et Uy en 2002 est présentée aussi

dans cette partie.

- La deuxième partie concerne l‟étude expérimentale de comportement des poteaux

rectangulaire courts en acier laminés a froids et soudés remplies de béton dont les granulats

naturels sont remplacés par des granulats de laitier. La longueur des poteaux testés varie de

200mm à 500mm. Dans cette partie de recherche nous avons soumis une série de poteaux à

la compression axial en enregistrant leur courbes « charge – déformations », une deuxième

série des poteaux mixtes soumis au chargement excentrée de compression dont nous avons

aussi enregistré les courbe « charge – déformation ». Les résultats de la capacité portante

enregistré expérimentalement ont été confronté aux résultats calculé par les deux méthodes,

celle de l‟euro code et celle proposé par Vrcelj et Uy. Enfin tous les résultats trouvés

précédemment ont été comparés à une méthode analytique programmé en fortran et qui

suppose que l‟allure de déformation de l‟acier lors de formation de flambement est

sinusoïdale et qui prenne en considération les contraintes résiduelles provoquées par le

laminage a froid et la soudure de l‟acier.

En conclusion, le remplissage des poteaux rectangulaires en acier laminés à froids et soudés

par de béton à base de granulats de laitier a permis d‟améliorer nettement la capacité portante

de ces poteaux en diminuant les contraintes résiduelles provoquées par le laminage à froid et

la soudure. L‟exploitation des profils laminés à froid et soudées dans la fabrication des

poteaux mixtes ainsi que le remplacement des granulats naturels par des granulats de laitier

dans la composition de béton de remplissage apportera un intérêt économique dans la

réalisation des ouvrages en génie civil. Le calcul de la capacité portante par la méthode

analytique proposé et programmée en fortran a bien représentés les résultats expérimentaux

des poteaux traité dans ce sujet. Le programme semble donc valable pour représenter un

calcul efficace des poteaux rectangulaires courts en acier laminés à froids soudés et remplier

de béton dont les granulats naturels sont remplacés par des granulats de laitier. L‟estimation

de la capacité portante de ces poteaux par le code de calcul euro code 4 et par la méthode de

Vrcelj et Uy est acceptable dans certains cas mais elle la surestime dans d‟autre cas, ceci nous

met dans un positon non sécuritaire au sujet de prédiction de la résistance de ce type de

poteaux par ces deux méthodes. Au terme de ce travail, on peut dire que l‟étude des poteaux

qui ont fait l‟objet de cette recherche, doit être amélioré, et complétée par :

59

- D‟autre série d‟essais de compression statique pour mieux comprendre leur comportement

dans les différents phase de chargement ainsi que la réserve de charge quand peut avoir

après le premier cycle de chargement.

- L‟étude de leurs comportements sous chargement au feu.

- L‟étude de leurs comportements comme des éléments de poutres.

- L‟étude dynamique de ce type de poteau.

60

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62

Liste des figures

Figure 1 : Exemples typiques de sections transversales de poteaux mixtes, avec symboles.

Figure 2 : Courbe d'interaction pour la compression et la flexion uniaxiale.

Figure 3 : Répartitions des contraintes correspondant à la courbe d'interaction.

Figure 4 : Méthode de calcul pour la compression et la flexion uni axiale.

Figure 5 : Valeurs typiques de χn.

Figure 6 : Calcul de compression et flexion bi axiale.

Figure 7 : détaille des poteaux testés (première série).

Figure 8: détaille des poteaux testés (deuxième série).

Figure 9 : Position des jauges dans le cas de chargement excentrée de compression (deuxième

série).

Figure 10 : Calibration 1.

Figure 11: Calibration 2.

Figure 12 : Calibration 3.

Figure 13 : Courbe charge – déformation des tubes LV1, LV2, LV3 et mode de flambement.

Figure 14: Mode de flambement Poteau P1/28 et P1/3ans.

Figure 15: Mode de flambement Poteau P2/28 et P2/3ans.

Figure 16: Mode de flambement Poteau P3/28 et P3/3ans.

Figure 17: Mode de flambement Poteau P4/28 et P4/3ans.

Figure 18: Courbe charge – déformation de tube P1/3.

Figure 19: Courbe charge – déformation de tube P2/3.

Figure 20: Courbe charge – déformation de tube P3/3.

Figure 21: Courbe charge – déformation de tube P4/3.

Figure 22: Courbe charge – déformation des poteaux P1C, P2C, P3C et P4C.

Figure 23: Poteaux testés à la compression axiale centrée.

Figure 24: Poteaux testés à la compression excentrée de 20% H.

63

Figure 25: Courbe charge – déformation des poteaux P1CEX1, P2CEX1, P3CEX1 et

P4CEX1.

Figure 26: Poteaux testés à la compression excentrée de 50% H.

Figure 27: Courbe charge – déformation des poteaux P1CEX2, P2CEX2, P3CEX2 et

P4CEX2.

Figure 28: Poteaux testés à la compression excentrée de 20% B.

Figure 29: Courbe charge – déformation des poteaux P1CEY1, P2CEY1, P3CEY1 et

P4CEY1.

Figure 30: Poteaux testés à la compression excentrée de 50% B.

Figure 31: Courbe charge – déformation des poteaux P1CEY2, P2CEY2, P3CEY2 et

P4CEY2.

Figure 32: Taux d‟accroissement de résistance des poteaux mixtes a 28 jours par rapport au

poteaux en acier (poteau P1,P2,P3,P4,V1,V2,V3,V4).

Figure 33 : Taux d‟accroissement de résistance des poteaux mixtes testés après 3ans par

rapport au poteaux mixtes testés a 28 jours (poteau P1/3ans,P2/3ans,P3/3ans,P4/3ans,

P1/28,P2/28,P3/28,P4/28).

Figure 34 : Capacité portante des poteaux en acier vide en fonction de leur hauteur.

Figure 35 : Capacité portante des poteaux en fonction de leur hauteur (chargement axial et

excentrée selon l‟axe XX).

Figure 36 : Capacité portante des poteaux en fonction de leur hauteur (Chargement axial et

excentrée selon l‟axe YY).

Figure 37 : Relation capacité portante des poteaux mixtes – taux excentrement de charge

selon l‟axe XX.

Figure 38 : Relation capacité portante des poteaux mixtes – taux excentrement de charge

selon l‟axe YY.

Figure 39 : Comparaison entre la capacité portante expérimentale et celle prédite par EC4 des

poteaux soumis au chargement excentrée selon l‟axe (XX).

Figure 40 : Comparaison entre la capacité portante expérimentale et celle prédite par EC4 des

poteaux soumis au chargement excentrée selon l‟axe (YY).

Figure 41 : Relation capacité portante prédite par EC4 – capacité portante expérimentale à 28

jours.

64

Figure 42 : Comparaison entre la capacité portante des poteaux a soudure partielle et ceux a

soudure continue.

Figure 43 : Taux de diminution de charge des poteaux à soudure partielle par rapport a ceux a

soudure continue en fonction de leurs hauteurs.

Figure 44 : Variation de la capacité portante expérimentale et calculée par la méthode de

Vrcelj et Uy en fonction de la hauteur des poteaux.

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Abstract

This work presents a synthesis of research conducted on the study of the behaviour of thin

welded rectangular steel stubs filled with concrete that gravel was substituted by 10 mm

crushed crystallized slag stone. The studied section was made of two cold steel plates with U

shape and welded with electric arc to form a steel box section. The cross section dimensions

were: 100x70x2 mm3. The main studied parameters were the stub height (200, 300, 400,

500mm), the effect of the in filled concrete, the continued weld or discontinued weld and the

eccentric force. The tests were carried out a 28 days after the date of casting. A total of 20

stubs were tested in a 50 tf machine up to failure, 4 stubs subjected to axial load compression

and 16 stubs subjected to eccentric load compression along the minor and major rigidity axis.

The aim of the study is to provide some evidences that the use of crushed slag could be

integrated in the manufacturing of non-conventional concrete and ameliorate the bearing

capacity of the laminated steel posts cold and welded known by their low bearing capacity.

All failure loads were predicted by using the Euro code 4 and the design method proposed by

Z. Vrcelj and B. Uy. From test results, it was confirmed that the length of stubs and the

eccentric load had a drastic effect on the load carrying capacity. The failure mode of

composite stubs was a local buckling mode with all steel sides deformed outwards. The Euro

code 4 loads predictions were generally in good agreement compared with experimental loads

and on safe side. The loads results of design method proposed by Vrcelj and B. Uy were

generally on safe side compared with experimental load except the columns subject to

eccentric load with 400mm and 500mm height.

Keywords: Composite columns; Concrete; Cold-formed; strength; Steel rectangular hollow

sections; Composite structural design.

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Résumé

Ce travaille présente une synthèse des travaux de recherche conduite sur l‟étude de

comportement de poteau rectangulaire court en acier laminé a froid et soudé remplier de béton

dont les granulats naturels sont remplacé par des granulats de laitier cristallisé. La section

d‟acier est composé de deux profils en U soudé a l‟arc électrique pour formé une section

rectangulaire de dimension 100x70x2 mm3. Les paramètres étudiés sont : la hauteur des

poteaux (200, 300, 400, 500) mm, l‟effet de remplissage de la section d‟acier par le béton, la

soudure continue ou partielle et l‟excentrement de charge. Les essais ont été menés après 28

jours de collage de béton. Un totale de 20 poteaux ont été testé a l‟aide d‟une presse de

compression de 50tf, quatre poteaux ont subit une compression axial et seize ont été testé a la

compression excentrée selon l‟axe de faible rigidité et l‟axe de grand rigidité. L‟objectif de

cette recherche est de fournir quelque évidence sur la possibilité d‟intégré les granulats de

laitier cristallisé dans la fabrication de béton non conventionnel et d‟amélioré la capacité

portante des poteaux en acier laminé à froid et soudé connues par leur faible capacité portante.

La capacité portante de ces poteaux est prédite par le code de calcul euro code 4 et calculée

par la méthode simplifier proposé par Vrcelj et Uy en 2002. La comparaison des différents

résultats nous fait conclure que la capacité portante calculée par l‟euro code 4 est

généralement de coté de sécurité par contre celle prédite par la méthode de Vrcelj et Uy la

surestime dans le cas des poteaux de hauteur 400 et 500mm respectivement.

Mots clé: Poteau mixtes; Béton; Laminé à froid; Capacité portante; Section rectangulaire

d‟acier; Règlement de calcul des structures mixtes.