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Construction Mixte Prof. Mimoune Mostefa 
Partie 1 : Poteaux Mixtes Acier-Béton 
Cours : 
Construction Mixte 
Poteaux Mixtes Acier-Béton 
1 
Master en Génie Civil 
Option : Structures ET 
Matériaux 
Prof. Mimoune Mostefa
Construction Mixte Prof. Mimoune Mostefa 
Partie 1 : Poteaux Mixtes Acier-Béton 
POTEAUX MIXTES ACIER-BETON 
Poteaux mixtes acier-béton soumis à une compression axiale 
Les poteaux mixtes acier-béton sont deux types : 
 Les poteaux partiellement ou totalement enrobés de béton. 
 Les poteaux en profilés creux remplis de béton. 
Pour les poteaux totalement enrobés, les semelles et âme des profilés les constituants sont 
enrobés d’une couche de béton. Par contre, pour les poteaux partiellement seulement l’espace 
entre semelles qui est rempli de béton (figure ci-dessous). 
hn 
Les poteaux en profilés creux remplis de béton peuvent être de section circulaire, carrée ou 
rectangulaire. Le béton de remplissage améliore considérablement la résistance par effet de 
confinement (figure ci-dessous). 
2 
ey 
hn 
ez 
h 
b 
ey 
ez 
d 
hn 
ez 
ey 
hc 
bc 
z 
b = bc 
h = hc 
z
Construction Mixte Prof. Mimoune Mostefa 
Partie 1 : Poteaux Mixtes Acier-Béton 
Avantage des poteaux mixtes : 
Les poteaux mixtes présentent de nombreux avantages 
 une section transversale de faibles dimensions extérieures peut reprendre des charges 
3 
très élevées. 
 l’acier sert aussi de coffrage perdu. 
 gain de temps et de coût appréciable lors du montage. 
 résistances plus élevées. 
 l’acier, en confinant le béton, assure un rôle de frettage qui provoque une 
augmentation de la charge portante globale. 
 satisfaire aux exigences relatives à la plus haute classe de protection contre l’incendie 
sans exiger de mesures complémentaires. 
 Dans les sections partiellement enrobées, le fait qu’après bétonnage, des faces d’acier 
restent apparentes et peuvent être utilisées pour réaliser l’assemblage de poutres. 
Méthodes de calcul 
Pour le dimensionnement des poteaux mixtes acier-béton, deux méthodes sont présentées dans le 
règlement Européen l’EC4. 
Une Méthode Générale qui prend en compte les effets du second ordre et les imperfections, 
applicable aux sections de poteaux non symétriques ainsi qu’à des poteaux de section variable 
sur leur hauteur. Cette méthode nécessite l'utilisation d’outils de calcul numérique. 
Une Méthode Simplifiée faisant aux courbes de flambement européennes des poteaux en acier 
qui tiennent implicitement compte des imperfections, applicable au calcul des poteaux mixtes 
présentant une section doublement symétrique et uniforme sur leur hauteur. 
Hypothèses de calcul : 
 Il y a une interaction complète entre la section en acier et la section de béton et ce, jusqu'à 
la ruine. 
 Les imperfections géométriques et structurales sont prises en compte dans le calcul. 
 Les sections droites restent planes lors de la déformation du poteau. 
La Méthode Simplifiée : 
L'application de la méthode simplifiée comporte les limitations suivantes : 
 La section transversale du poteau est constante et présente une double symétrie sur toute 
la hauteur du poteau 
 La contribution relative de la section en acier à la résistance de calcul de la section 
complète, à savoir  (Aa f y / a ) / N pl.Rd , est compris entre 0,2 et 0,9 ;
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Partie 1 : Poteaux Mixtes Acier-Béton 
 L'élancement réduit  du poteau mixte ne doit pas dépasser la valeur 2,0 ; 
 Pour les sections totalement enrobées, l'aire des armatures doit au moins être égale à 0,3% 
de l'aire de béton et les armatures présentent des épaisseurs d'enrobage de béton 
satisfaisant les conditions suivantes : 40 mm < cy < 0,4 bc et 40 mm < cz < 0,3 hc. 
 Il convient que le rapport entre la hauteur h de la section et sa largeur se situe entre 0,2 et 
.   .0,85  
.    
4 
5. 
 L'aire de la section d'armature longitudinale à considérer dans les calculs ne doit pas 
dépasser 6% de l'aire de la section du béton 
Résistance plastique en compression axiale : 
La résistance plastique en compression axiale s’obtient en additionnant les résistances 
plastiques des éléments constitutifs, suivant l’expression suivante : 
Pour les sections partiellement ou totalement enrobées de béton : 
sk 
s 
s 
ck 
c 
c 
y 
Ma 
pl Rd a 
f 
A 
f 
A 
f 
N A 
   
Pour les sections creuses remplies de béton : 
sk 
s 
s 
ck 
c 
c 
y 
Ma 
pl Rd a 
f 
A 
f 
A 
f 
N A 
   
Aa, Ac et As sont les aires respectives de la section transversale de la section en acier, du béton 
et de l'armature. 
Pour les profils creux circulaires remplis de béton, une augmentation de la résistance à la 
compression provient du frettage de la colonne de béton, si le tube est suffisamment rigide 
pour s’opposer au gonflement du béton comprimé. La résistance se calcule dans ce cas, 
comme indiqué dans la partie consacrée aux poteaux comprimés et fléchis. 
Vérification de la stabilité des poteaux mixtes en compression axiale : 
La vérification de la stabilité est à effectuer selon les deux axes principaux de flambement, 
avec les de flambement appropriées. 
x Sd by Rd y pl Rd N N N . . .    . 
x Sd bz Rd z pl Rd N N N . . .    . 
Nb.Rd : est la valeur de calcul de la résistance au flambement du poteau. 
Npl.Rd : est la résistance plastique à la compression de la section transversale mixte. 
χ : coefficient de réduction au flambement.
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Partie 1 : Poteaux Mixtes Acier-Béton 
_ 
  . 
5 
 f  mais  1,0 
_ 2 
_ 1 
2 
   
 
  
  
  
 
 
 
 
    
 
 
  
 
_ _ 2 
 0,5 1   0,2  
α : facteur d’imperfection dépendant de la courbe de flambement appropriée. 
Le flambement n’est pas à considérer si : 0,2 
Elancement réduit : 
pl . 
R 
cr y 
N 
y N 
. 
_ 
  
pl . 
R 
cr z 
N 
z N 
. 
_ 
  
La charge critique élastique selon l’axe y est : 
  
b y 
y e 
EI 
cr y L 
N 
. 
2 
2 
. 
 
 
La charge critique élastique selon l’axe z est : 
  
b z 
z e 
EI 
cr z L 
N 
. 
2 
2 
. 
 
 
La rigidité en flexion de la section mixte selon les deux axes est : 
  y e a y a cd y c s z s EI E I E I E I . . .   0,8    z e z a a cd z c s z s EI E I E I E I . . .   0,8  
Ea, Es : modules d’élasticité de l’acier. 
Ecd : module d’élasticité efficace du béton (voir partie compression-flexion). 
Ia, Ic et Is : moments d’inertie de l’acier, du béton et des armatures. 
Lb : longueur de flambement selon l’axe considéré, peut être prise égale à sa longueur réelle si 
elle est vraiment maintenue latéralement aux deux extrémités. Dans les autres situations on 
peut la déterminer selon les conditions d’appuis habituels.
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Partie 1 : Poteaux Mixtes Acier-Béton 
Les élancements limites au-delà desquels les effets de fluage et de retrait sont à considérer : 
Type de structure Structure rigide Structure souple 
Profilé enrobé de béton 
_ 
  0,8 
0,5 
d pour les profils creux ronds remplis de béton de diamètre d et d'épaisseur t. 
b pour les semelles de largeur b et d’épaisseur tf des profils en H partiellement 
enrobés. 
6 
_ 
  
Profilé creux rempli de béton      0,8/ 1 
_ _ 
  0,5 /1   
A f 
a yd 
N 
pl . 
Rd 
  
Voilement local des parois de la section en acier : 
Avant toute vérification de la stabilité, il faut s’assurer du non voilement des parois des 
profilés en acier. Ce risque ne se présente pas pour un poteau totalement enrobé. Pour les 
autres sections, les élancements des parois de la section ne doivent pas dépasser les valeurs 
suivantes : 
  90 2 
t 
 b / t  52 pour l’âme des profils creux rectangulaires remplis de béton. 
  44 
f t 
avec   235 / f y.k où fy.k est la limite d’élasticité de l’acier du profilé. 
Influence du cisaillement longitudinal : 
Pour la résistance de calcul au cisaillement Rd  , par adhérence et frottement, les valeurs 
suivantes : 
Type de section Rd  (MPa) 
Profilés totalement enrobés de béton 0,30 
Profilés creux remplis de béton 0,55 
Profilé creux rectangulaires remplis de béton 0,40 
Semelles de profilés partiellement enrobés 0,20 
A mes de profilés partiellement enrobés 0,00 
Les sollicitations (efforts tranchants et moments de flexion) provenant des assemblages 
poteau-poutre sont à répartir entre le profilé d’acier et le béton armé sur une de « transfert » 
du poteau, au-delà de laquelle la section du poteau se comporte comme une section mixte 
courante.
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Partie 1 : Poteaux Mixtes Acier-Béton 
La longueur de transfert ne doit pas dépasser deux fois la dimension minimale transversale du 
poteau (figure ci-dessous). 
Poteaux mixtes acier-béton soumis à des sollicitations combinées 
Cas des poteaux partiellement enrobés et totalement enrobés. 
Cas des poteaux remplis de béton. 
Méthode générale - Vérifications 
Vérification des limites d’applicabilité de la méthode de calcul simplifiée : 
Vérification de l’enrobage de béton et de l’armature : 
Vérification du voilement des éléments en acier : 
Vérification de l’introduction des charges et du cisaillement longitudinal : 
Influence des effets du second ordre sur les moments fléchissant : 
Remarques spécifiques pour les vérifications de M-N : 
Poteaux sollicités par un effort axial de compression et un moment fléchissant uni axial 
(Nx,Sd et My.Sd ou Nx,Sd et Mz,Sd) : 
Vérification de la résistance de la section du poteau : 
x Sd pl Rd N N . .  
: pl.Rd N Valeur de calcul de la résistance plastique à la compression de la section transversale 
mixte. 
7 
p = 2h p i 
hi b 
p 
p = 2b
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Partie 1 : Poteaux Mixtes Acier-Béton 
Vérification de la stabilité, selon les deux directions de flambement, du poteau sous Nx,Sd 
min( ; ) x.Sd by.Rd bzRd N  N N 
( ; ) : by.Rd bzRd N N Valeurs de calcul de la résistance au flambement de l’élément mixte selon 
les axes y et z). 
Vérification de la résistance de la section transversale sous x Sd y Sd N et M . . ou x Sd z Sd N et M . . 
Interaction x Sd y Sd N et M . . ou x Sd z Sd N et M . . 
Vérification de la stabilité du poteau sous x Sd y Sd N et M . . ou x Sd z Sd N et M . . : 
y Sd y pl y Rd M M . . .  0,9. . ou z Sd z pl z Rd M M . . .  0,9. . 
Poteaux sollicités par un effort axial de compression et un moment fléchissant bi axial 
(Nx,Sd , My.Sd et Mz,Sd) : 
Vérification de la résistance de la section du poteau : 
x Sd pl Rd N N . .  
: pl.Rd N Valeur de calcul de la résistance plastique à la compression de la section transversale 
mixte. 
Vérification de la stabilité, selon les deux directions de flambement, du poteau sous Nx,Sd 
min( ; ) x.Sd by.Rd bzRd N  N N 
( ; ) : by.Rd bzRd N N Valeurs de calcul de la résistance au flambement de l’élément mixte selon 
les axes y et z). 
Vérification de la résistance de la section transversale sous x Sd y Sd N M . . , et z Sd M . 
Interaction x Sd y Sd N et M . . ou x Sd z Sd N et M . . , pour chacun des plans de flambement 
séparément (xz et xy) : 
Interaction x Sd y Sd N et M . . et x Sd z Sd N et M . . 
Vérification de la stabilité du poteau sous x Sd y Sd N M . . , et z Sd M . : 
y Sd y pl y Rd M M . . .  0,9. . Ou z Sd z pl z Rd M M . . .  0,9. . 
M 
y Sd 
  
M 
.   
8 
1,0 
z . 
Sd 
. . . . 
. . 
z pl z Rd 
y pl y Rd 
M 
M
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Partie 1 : Poteaux Mixtes Acier-Béton 
Influence du second ordre sur les moments de flexion affectant les poteaux 
On sait que la théorie du premier ordre prend en compte la géométrie initiale de la structure 
pour déterminer les sollicitations, par contre la théorie du second ordre fait intervenir la 
déformation d’une structure. 
Dans le cas des poteaux élancés supposés, isolés, sollicités par une compression et une 
flexion, l’influence des effets du second ordre sur la flexion peuvent prendre des valeurs 
significatives. 
Selon le règlement Européen EC4, il est exigé de prendre en compte cette influence sur le 
moment de flexion si les deux conditions suivantes sont satisfaites : 
N Et  0,2.2  r 
9 
.  1,0 
cr 
x Sd 
N 
_ 
Si l’une quelconque n’est pas satisfaite, l’influence du second ordre peut être considérée 
insignifiante. 
: x.Sd N Est la valeur de l’effort axial de calcul. 
Les charges critiques élastiques selon l’axe de flambement approprié sont : 
  
  EI 
2 
. 
2 
b y 
y e 
cr y L 
N 
 
 et    EI 
 
2 
. 
2 
b z 
z e 
cr z L 
N 
 
 
r : est le rapport des moments d’extrémités maximum et minimum(1 r  1) 
_ 
: L’élancement réduit du poteau mixte pour le mode de flambement considéré selon l’axe y 
ou l’axe z. 
Le calcul du moment de flexion selon a théorie du second ordre II 
Sd M peut s’effectuer en 
augmentant le moment de flexion du premier ordre au moyen d’un facteur de correction k. 
x Sd 
N 
cr L 
k N 
. 
1  . 
 
 
Avec k 1,0
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Partie 1 : Poteaux Mixtes Acier-Béton 
 : Facteur de moment équivalent (Construction Mixte Acier-béton. www.opu-dz.com). 
cr L N . : est la charge critique élastique du poteau mixte pour l’axe considéré y ou z. 
Le calcul du poteau est effectué pour la combinaison de la compression x Sd N . et de la flexion 
II 
Sd M  k.M . 
Tableau : Imperfections géométriques équivalentes des poteaux mixtes. 
Section du 
10 
sd 
poteau 
Limites Axe de 
flambement 
Courbe de 
flambement 
Imperfection e0 
d’élément 
y – y b L/200 
z - z 
c 
L/150 
y – y b L/200 
z – z c L/150 
 3% s  
Quelconque a L/300 
3%   6% s  
Quelconque b L/200 
y – y b L/200 
z – z b L/200 
quelconque b L/200 
Remarques spécifiques concernant les calculs de M-N : 
Poteaux en tube rempli de béton – Augmentation de la capacité de résistance pl Rd N .
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Partie 1 : Poteaux Mixtes Acier-Béton 
Si les deux conditions ci-dessous sont satisfaites, on peut considérer que la capacité de 
résistance de la section mixte est augmentée en raison du confinement et du comportement 
triaxial du béton : 
M N d Sd x Sd  
M N d Sd x Sd  
 
 
 
   
 
ck 
     11 
_ 
  et 
 L’élancement réduit 0,5 
 La valeur maximale de calcul du moment de flexion déterminée par la théorie du 
premier ordre, Sd M max. est limitée à : 
10 
. max. . 
10 
. max. . 
: Elancement réduit du poteau mixte. 
Nx.Sd : La valeur de calcul de l’effort normal appliqué. 
d: diamètre extérieur du poteau. 
e: excentricité de l’effort normal Nx.Sd par rapport à Mmax.Sd 
sk 
s 
s 
y 
f 
d 
ck 
c 
c 
y 
Ma 
pl Rd a 
A f 
f 
A f t 
f 
N A 
 
 
 
  
  
  . . 2 1 . 1 
Npl.Rd : résistance plastique en compression de la section mixte. 
Aa, Ac, As : aire de la section de l’acier de construction, du béton et de l’armature. 
fy : limite élastique de l’acier de construction. 
fck : résistance en compression du béton. 
fsk : limite élastique de l’acier d’armature. 
t : épaisseur de paroi du profilé creux circulaire. 
γMa, γc, γs : coefficient partiel de sécurité aux ELU pour l’acier de construction, le béton et 
l’acier d’armature. 
Critères concernant l’excentricité e : 
 Pour 
0  e  d et 0,5 
10 
_ 
  :
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Partie 1 : Poteaux Mixtes Acier-Béton 
  e      
   où les valeurs η10 et η20 relatives à e = 0, 
1 10 ; (1 )(10 ) 1 10 2 20 20 d 
E E 
E E N 
cm 
1 0,5 . 
cd N 
12 
e 
d 
 
 
dépendent de 
_ 
de la façon suivante : 
_ _ 2 
10   4,9  18,5  17 et 0 10   
 
 
   
 
_ 
20  0,25 3 2 et 1,0 20   
 Pour 
e  d ou 0,5 
10 
_ 
  
0 1,0 1 2   et   
Module d’élasticité sécant du béton pour un chargement à long terme : 
La rigidité en élastique efficace en flexion (EI)e pour une section poteau mixte est donnée par 
l’expression : 
  e a a c d c s s EI  E I  0,8E I  E I 
Où les effets de chargement à court terme et à long terme sont pris en compte. 
Pour un chargement combiné de compression et de flexion, on considère une condition 
supplémentaire concernant l’excentricité de Nx.Rd afin de déterminer s’il faut prendre en 
compte ou non l’influence du comportement à long terme du béton (fluage et retrait). 
 Pour le chargement à court terme : 
cm 
c 
cd 
 
 
Ecm : module d’élasticité sécant du béton. 
γc = 1,35 
 Pour le chargement à long terme et des poteaux élancés : 
Si 
e : 
_  est supérieur aux limites données ci-dessous (voir tab IV.9) et si 2  
d 
 
 
Alors :   
  
  
G Sd 
x Sd 
c 
. 
 
Ecm et γc : sont définis pour un chargement à court terme. 
Nx.Sd : La valeur de calcul de l’effort normal appliqué.
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Partie 1 : Poteaux Mixtes Acier-Béton 
NG.Sd : La valeur de calcul de la partie de l’effort normal appliqué Nx.Sd agissante de façon 
permanente sur le poteau. 
NRd/Npl.Rd 
1,0 
0 1,0 
13 
_ 
_ _ 
  
: Elancement réduit pour le flambement selon l’axe approprié y et z 
Mmax.Sd : Moment de flexion maximum calculé selon la théorie du premier ordre. 
d: hauteur hors tout de la section transversal dans le plan de flexion. 
e = Mmax.Sd / Nx.Sd : excentricité de l’effort axial. 
Calcul de la résistance des sections à une combinaison de compression et de flexion : 
Pour cela, on utilise une courbe d’interaction sur les sections transversales (N-M) qui 
délimitent la zone de validité des différentes combinaisons (Nx.Sd ; My.Sd) ou (Nx.Sd ; Mz.Sd). 
MRd/Mpl.Rd 
Figure…Courbe d’interaction pour la compression et la flexion uni-axiale. 
Dans une courbe d’interaction d’une section d’acier seul, on constate que le moment résistant 
décroit continuellement avec une augmentation de l’effort axial. Cependant, dans le cas d’une 
section mixte, il est montré que moment résistant peut subir des augmentations en présence 
d’un effort axial. Ceci est du au fait que à l’effet de précontrainte qui peut empêcher la 
fissuration du béton et rendre plus efficace la résistance du béton aux moments (MRd/ Mpl.Rd), 
comme le montre la figure ci-dessus. 
Avec la méthode simplifiée de l’EC4, on peut calculer manuellement cinq points de la courbe 
d’interaction et tracer un schéma polygonal passant par ces points comme le montre la figure 
ci-dessous.
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Partie 1 : Poteaux Mixtes Acier-Béton 
Npm.Rd 
On détermine les points de la courbe d’interaction, en prenant pour hypothèse les blocs de 
contraintes rectangulaires et en supposant que le béton tendu est fissuré. 
Pour un profilé en I totalement enrobé de béton, fléchi selon l’axe de forte inertie de la section 
d’acier, la répartition des contraintes correspondantes aux points de la courbe sont comme 
suit : 
αfck/γc fy/γMa Fsk/γs 
- 
14 
hn 
hn 
2hn 
- 
+ Mpl.Rd 
+ 
Point B : Résistance à la flexion Mpl.Rd 
Npl.Rd 
αfck/γc fy/γMa Fsk/γs 
- - 
Point A : Résistance à la compression Npl.Rd 
Npm.Rd/2 
B 
D 
C 
A 
N 
0 Mpl.Rd 
M 
Mmax.Rd 
Npl.Rd
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Partie 1 : Poteaux Mixtes Acier-Béton 
αfck/γc fy/γMa Fsk/γs 
- 
αfck/γc fy/γMa Fsk/γs 
- 
αfck/γc fy/γMa Fsk/γs 
- 
hn 
hn hE 
Figure : Répartition des contraintes correspondant à la courbe d’interaction. 
Pour les profilés creux remplis de béton, les résistances plastiques peuvent être calculés en 
remplaçant 0,85fck par fck (α = 0,85 ou 1,0). 
Généralement, le point E est situé à distance égale entre les points A et C. On le détermine si 
la résistance du poteau à la compression axiale (χ.Npl.Rd) est supérieure à la résistance 
plastique de la section de béton seule (Npm.Rd). 
15 
ΔhE 
NE 
- 
+ ME 
Point E 
Npm.Rd/2 
- 
+ Mmax.Rd 
Point D 
Npm.Rd 
hn 
2hn 
- 
+ Mpl.Rd 
Point C
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Partie 1 : Poteaux Mixtes Acier-Béton 
Détermination de la courbe d’interaction polygonale : 
Le point A correspond à la résistance à l’effort normal axial de compression 
Na = Npl.Rd et Ma = 0. 
Le point B correspond à la résistance au moment résistant de flexion. 
NB = 0 et MB = Mpl.Rd = Mmax.Rd – Mn.Rd 
 
      
      
16 
sk 
s 
ps psn 
ck 
c 
pc pcn 
y 
. 2 
Ma 
pl Rd pa pan 
W W f W W f 
f 
M W W 
  
 
Avec : 
Wpa, Wpc, Wps : modules de résistance plastique pour l’acier de construction, pour la partie en 
béton (béton supposé fissuré) et pour l’armature. 
Wpan, Wpcn, Wpsn : modules de résistance plastique des parties situées dans la zone 2hn pour 
l’acier de construction, pour la partie en béton (béton supposé non fissuré) et pour l’armature. 
α : coefficient réducteur dépendant du type de la section transversale (creux α = 1,0 ; I ou H 
partiellement ou totalement enrobé α = 0,85). 
fy : limite d’élasticité de l’acier de construction. 
fyk : résistance à la compression du béton. 
fsk : limite d’élasticité de l’armature. 
γMa, γc, γs : coefficients partiels de sécurité aux ELU pour l’acier de construction, le béton et 
l’armature. 
Le point C correspond à la résistance au moment résistant de flexion avec une zone 
comprimée supplémentaire (au-delà de 2hn) créant un effort normal axial de compression. 
N N A . 
f 
c ck 
c 
c pm Rd 
 
.   
c pl Rd M M .  
Avec : 
Ac : aire totale de la section de béton. 
α, fck, γc : mêmes définitions que précédemment. 
Le point D correspond
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Partie 1 : Poteaux Mixtes Acier-Béton 
max. 2 
Tous les paramètres ont été définis précédemment. 
17 
pm.Rd 
2 
D 
N 
N  
D Rd pl Rd n Rd M M M M max. . .    
sk 
s 
ps 
  ck 
 
c 
pc 
y 
Ma 
Rd pa 
W f W f 
f 
M W 
 
  
 
sk 
s 
psn 
  ck 
 
c 
pcn 
y 
. 2 
Ma 
n Rd pan 
W f W f 
f 
M W 
 
  
 
Vérification de la stabilité des poteaux soumis à une combinaison de compression et de 
flexion uni axiale : 
On doit d’abord déterminer la résistance du poteau mixte sous l’effort axial en l’absence du 
moment de flexion. 
N 
  . 
b Rd 
N 
pl . 
Rd 
Sachant que Nb.Rd est la valeur de calcul de la résistance au flambement du poteau, Npl.Rd 
représente la résistance plastique en compression de la section mixte du poteau. 
La vérification de la stabilité d’un poteau mixte sous combinaison de la compression et de la 
flexion uni axiale est donnée sous forme graphique sur la figure ci-dessous : 
μk μd 1,0 
μ 
1,0 
χ 
χd 
χn 
0 
MRd/Mpl.Rd 
NRd/Npl.Rd 
Figure…Modèle de calcul pour l’interaction 
compression-flexion uni axiale
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Partie 1 : Poteaux Mixtes Acier-Béton 
L’influence de l’élancement et des imperfections sont pris en compte par le facteur χ, qui 
représente la capacité de résistance en compression axiale. On peut lire sur la courbe une 
valeur correspondante pour la flexion μk, qui représente le moment résistant à la flexion 
μk.Mpl.Rd considéré comme un MOMENT d’IMPERFECTION du poteau mixte. 
L’influence des imperfections diminue si Nb.Rd / Npl.Rd < χ et est supposée varier linéairement 
entre χ et χn. En dessous de χn, on négliger l’influence des imperfections. 
Le rapport χn est calculé par : 
  . ) correspondant à la résistance en flexion d pl Rd M .  . . 
   
18 
  
 
  
r  mais    
n n d 4 
1 
r : est le rapport des moments d’extrémités maximum et minimum. 
Dans le cas des charges transversales, il convient de prendre χn égal à zéro. 
Tableau : Valeurs de χn 
Répartition de M sur la longueur du poteau r χn 
1 0 
0 0,25.χ 
-1 0,5.χ 
χd est défini comme le rapport entre l’effort normal appliqué Nx.Sd et la résistance plastique en 
compression Npl.Rd. ( 
pl Rd 
x Sd 
N 
d N 
. 
La longueur (distance) horizontale sur la courbe d’interaction peut être obtenue par 
l’expression suivante : 
   
 
 
d n 
  n 
d k   
 
 
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Partie 1 : Poteaux Mixtes Acier-Béton 
Un poteau mixte soumis à une combinaison de compression et de flexion uni axiale est 
considéré résistant, si la condition suivante est satisfaite : 
sd pl Rd M M .  0,9.. 
μ : est le rapport des moments résistants obtenu au moyen de la courbe d’interaction. 
Vérification de la stabilité des poteaux soumis à une combinaison de compression et de 
flexion bi axiale : 
On doit évaluer séparément la résistance axiale du poteau en présence d’un moment de 
flexion pour chaque axe. Les imperfections doivent être prises en compte selon la direction 
correspondante à l’axe susceptible de ruine. Dans le cas contraire, il convient d’effectuer les 
vérifications selon les deux axes de flambement. L’interaction des moments de flexion doit 
être vérifiée au moyen des courbes d’interaction de la figure ci-dessous : 
μk μd 1,0 
μz 
19 
1,0 
χz 
χd 
χn 
0 
MRdz/Mplz.Rd 
NRd/Npl.Rd 
Hypothèse de ruine dans le plan XY 
avec prise en compte des imperfections
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Partie 1 : Poteaux Mixtes Acier-Béton 
0,9 μy 
0,9 μz Courbe d’interaction des moments – 
1,0 
Les moments de flexion My.Sd et Mz.Sd doivent se situer à l’intérieur de la courbe d’interaction 
des moments. Cette courbe est tronquée à 0,9.μy et 0,9.μz. 
Un poteau mixte est considéré satisfaisant, si les conditions suivantes sont satisfaites : 
M 
 
y Sd 
M 
.  
20 
0,9 
. . . 
y pl y Rd 
Y 
Z 
μy 
μz 
résistance à la flexion bi axiale 
MRdy/Mply.R 
d 
μd 1,0 
0 
MRdz/Mplz.Rd 
μd 1,0 
μy 
χd 
0 
MRdy/Mply.R 
d 
NRd/Npl.Rd 
Plan XY sans prise en compte des imperfections
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Partie 1 : Poteaux Mixtes Acier-Béton 
.  
M 
 
z Sd 
M 
M 
y Sd 
  
M 
.   
21 
0,9 
. . . 
z pl z Rd 
1,0 
z . 
Sd 
. . . . 
. . 
z pl z Rd 
y pl y Rd 
M 
M 
Vérification de l’influence de l’effort tranchant 
On peut supposer que l’effort tranchant est repris par le béton et l’acier, ou bien seulement par 
l’acier. Dans chaque cas, la vérification est à effectuer conformément à l’EC2 ou l’EC3. 
Exemples d’application : 
Cas d’un poteau mixte partiellement enrobé : 
La section du poteau est constituée d’un profilé HEB 200 en acier S.235, γa = 1,1. 
Armatures 4ϕ12 et ϕ6, S500 ; connecteurs ϕ19, h = 60. 
Béton C25/30, γc = 1,15, enrobage Cy = Cz = 3,5 cm. 
La charge appliquée au sommet est supposée centrée, Nsd = 1750 KN et My.sd = 20 KN.m 
La longueur du poteau est de 3,5 m. 
Résistance plastique à la compression : 
sk 
s 
s 
  0,85  
c 
ck 
c 
y 
a 
pl Rd a 
A f A f 
f 
N A 
   
. 
N  
2498,5 KN pl . Rd Charge critique élastique de flambement : 
  
  EI 
2 
. 
2 
b y 
y e 
cr y L 
N 
 

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Partie 1 : Poteaux Mixtes Acier-Béton 
N  KN cr y  5432 
Vérification de l’applicabilité de la méthode simplifiée : 
La section est symétrique et constante sur toute la hauteur du poteau. 
Contribution du profilé à la résistance totale 
_ 
  
  0,87 
N N KN N KN b Rd pl Rd sd 2173,8 1750 . .      
22 
0,66 0,2 0,9 
 
   
. 
à 
a 
N 
f 
A 
y 
a 
pl Rd 
 
Elancement réduit 
_ 
   
pl Rd 
N 
. 0,46 2,0 
cr 
N 
 
La condition est satisfaite. 
Rapport des aires de sections 
As   
1,4% 0,3% à 4% 
Ac 
Vérification du voilement local 
b 
 13,3  44 
tf 
Vérification de la résistance en compression centrée 
0,71 
Choix d’une autre section : 
 Acier du profilé à changer, on prendra S.275 
N KN pl Rd 2782,5 .  
Les autres paramètres sont presque identiques.
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Partie 1 : Poteaux Mixtes Acier-Béton 
N N KN N KN b Rd pl Rd sd 2000,6 1750 . .      
W t h b t h t t r h t r w f f f 
pc W  b h W W 
23 
La section est satisfaisante. 
 Augmentation de la section des armatures, 4ϕ16 au lieu de 4ϕ12 
N KN pl Rd 2652 .  
As   
2,89% 0,3% à 4% 
Ac 
N N KN N KN b Rd pl Rd sd 1907 1750 . .      
La section est satisfaisante. 
 Augmentation de la classe du béton de C25/30 à C35/40 
N KN pl Rd 2732,3 .  
N N KN N KN b Rd pl Rd sd 1964,5 1750 . .      
Poteaux partiellement ou totalement enrobés – Axes neutres et modules de résistance 
plastique – Axe fort Y-Y : 
Pour toute la section transversale : 
2 3 10 
    2   3 
2 
3 
2 
4 
w 
4 
pa 
 
  
 
     
  
pa ps 
c c 
4 
2 
si zi 
n 
ps i W A e 1   
Pour les parties de la section transversale situées dans la région de 2hn : 
Cas 1 : Axe neutre dans l’âme : 
n f h  h  t 
2
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Partie 1 : Poteaux Mixtes Acier-Béton 
h A f  A 2 
f  
f 
 
2 2 2 
c cd sn sd cd 
h t h h 
f n    
A f  A 2 f  f  b  t h  2 t 2 
f  
f 
c cd sn sd cd w f yd cd 
h  h  h 
n 
    
A f  A 2 f  f  A 2 f  
fcd 
c cd sn sd cd a yd 
n b f 
24 
  
c cd w  yd cd  
n b f  t f  
f 
2 
pan w n W  t h 
Cas 2 : Axe neutre dans la semelle : 
2 2 
       
  c cd yd cd 
h 
n b f  b f  
f 
 
2 2 2 
    
4 
2 2 
2 w f 
pan n 
b t h t 
W bh 
  
  
Cas 2 : Axe neutre hors de la section en acier : 
c 
2 2 
c cd 
h 
2 
 
pan pa W W 
pcn c n pan psn W  b h2 W W 
sni zi 
n 
psn i W A e 1   
hn 
hn 
ez 
ey 
hc 
bc 
z 
b = bc 
h = hc 
z
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Partie 1 : Poteaux Mixtes Acier-Béton 
Poteaux partiellement ou totalement enrobés – Axes neutres et modules de résistance 
plastique – Axe faible Z-Z : 
Pour toute la section transversale : 
3 10 
2 2 3 
pc W  h b W W 
h  t 
25 
2 
3 
2 
4 
2 
f f 
4 
4 
t r t r 
t b h t 
W pa 
w w 
 
 
 
 
 
  
  
pa ps 
c c 
4 
2 
si yi 
n 
ps i W A e 1   
Pour les parties de la section transversale situées dans la région de 2hn : 
Cas 1 : Axe neutre dans l’âme : 
w 
2 
n
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Partie 1 : Poteaux Mixtes Acier-Béton 
h A f  A 2 
f  
f 
 
2 2 2 
c cd sn sd cd 
t h b 
w   
n 
A f  A 2 f  f  t 2 t  h 2 
f  
f 
c cd sn sd cd w f yd cd 
b  h  b 
n 
    
A f  A 2 f  f  A 2 f  
fcd 
c cd sn sd cd a yd 
n h f 
26 
  
c cd  yd cd  
n h f  h f  
f 
2 
pan n W  hh 
Cas 2 : Axe neutre dans la semelle : 
2 2 
       
  c cd f yd cd 
h 
n h f  t f  
f 
 
2 4 2 
    
4 
2 
2 
2 
2 w f 
pan f n 
t h t 
W t h 
 
  
Cas 2 : Axe neutre hors de la section en acier : 
c 
2 2 
c cd 
h 
2 
 
pan pa W W 
pcn c n pan psn W  h h2 W W 
sni yi 
n 
psn i W A e 1   
hc 
hn 
hn 
ey 
ez 
bc 
z 
h = hc 
b = bc 
z
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Partie 1 : Poteaux Mixtes Acier-Béton 
Poteaux creux rectangulaires ou circulaires remplis de béton – Axes neutres et modules de 
résistance plastique : 
Flexion selon l’axe fort Y-Y : 
Profil creux rectangulaire : 
Pour toute la section transversale : 
W  bh   
2 
 r  t    r  t      h  t  
r  W  W pa pc ps 2 2 2 
3 2 
      
27 
 
 
2 
4 
3 
4 
3 2 
2 
 
 W b t   h t   r   r    h t  
r  
 W pc ps  
  
 
2 
4 
3 
4 
2 
 
si zi 
n 
ps i W A e 1   
Pour les parties de la section transversale situées dans la région de 2hn :
Construction Mixte Prof. Mimoune Mostefa 
Partie 1 : Poteaux Mixtes Acier-Béton 
h A f  A 2 
f  
f 
 
2 4 2 
c cd sn sd cd 
28 
  
c cd  yd cd  
n b f  t f  
f 
pan n pcn psn W  bh2 W W 
  pcn n psn W  b  2t h2 W 
sni zi 
n 
ps i W A e 1   
Profil creux circulaire : 
On peut utiliser les mêmes équations en remplaçant : 
h = b = d et r = d/2 - 1 
Flexion selon l’axe faible Z - Z : 
Il suffit de changer les indices y et z et utiliser les mêmes équations. 
ey 
hn 
ez 
h 
b 
ey 
ez 
d
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Partie 1 : Poteaux Mixtes Acier-Béton 
Coefficient de réduction au flambement pour les sections transversales mixtes 
y y z z 
29 
_ 
χ χy χz 
Axe quelconque de 
flambement 
Axe fort de 
flambement 
Axe faible de 
flambement 
Courbe a Courbe b Courbe c 
0,0 1,0000 1,0000 1,0000 
0,2 1,0000 1,0000 1,0000 
0,3 0,9775 0,9641 0,9491 
0,4 0,9528 0,9261 0,8973 
0,5 0,9243 0,8842 0,8430 
0,6 0,8900 0,8371 0,7854 
0,7 0,8477 0,7837 0,7247 
0,8 0,7957 0,7245 0,6622 
0,9 0,7339 0,6612 0,5998
Construction Mixte Prof. Mimoune Mostefa 
Partie 1 : Poteaux Mixtes Acier-Béton 
1,0 0,6656 0,5970 0,5399 
1,1 0,5960 0,5352 0,4842 
1,2 0,5300 0,4781 0,4338 
1,3 0,4703 0,4269 0,3888 
1,4 0,4179 0,3817 0,3492 
1,5 0,3724 0,3422 0,3145 
1,6 0,3332 0,3079 0,2842 
1,7 0,2994 0,2781 0,2577 
1,8 0,2702 0,2521 0,2345 
1,9 02449 0,2294 0,2141 
2,0 0,2229 0,2095 0,1962 
Moments d’inertie des profilés partiellement et totalement enrobés de béton : 
 Pour l’acier du profilé : 
 3    3  4 2  2 
. 2 0,03 0,2146 2 0,4468 
I 1 bh b t h t r r h t r a y w f f         
I 1 t b h t t r r t r a z f f w w       
30 
12 
 3   3  4 2  2 
. 2 2 0,03 0,2146 0,4468 
12 
 Pour les armatures : 
n 
   
s y psi si zi I I A e 
1 
2 
. 
n 
   
s z psi si yi I I A e 
1 
2 
. 
 Pour la section du béton :
Construction Mixte Prof. Mimoune Mostefa 
Partie 1 : Poteaux Mixtes Acier-Béton 
31 
3 
I  b h  I  
I c y . . 
a y s y 
c c 
. 12 
3 
I  h b  I  
I c z . . 
a z s z 
c c 
. 12 
Moments d’inertie des profilés creux circulaires remplis de béton : 
 Pour l’acier du profilé : 
  
4 
int 
4 
a y a z I d d I . 
. 64 
 
 
 
 
 Pour les armatures : 
n 
   
s y psi si zi I I A e 
1 
2 
. 
n 
   
s z psi si yi I I A e 
1 
2 
. 
 Pour la section du béton : 
  
4 
int 
c y s y I d I . 
 
  
  
. 64 
4 
int 
 
I  d  
I c z s . 
z . 64 
Moments d’inertie des profilés creux rectangulaires 
 Pour l’acier du profilé :
Construction Mixte Prof. Mimoune Mostefa 
Partie 1 : Poteaux Mixtes Acier-Béton 
 
I b r h r h r r 1 64 
r h r a y 
     
   
 
I b r b r b r r 1 64 
r b r a z 
     
   
I b t r h t r h t r r 
I h t r b t r b t r r 
32 
    
1 4 
2 2 
2 
 
 
   
      2 
   
int 
2 
1 64 
 
2 int 
4 
int 
3 
int 
2 2 2 
int 
3 
2 2 2 
int 
2 
2 
2 
3 3 4 
. 
1 4 
3 
2 
2 
9 
12 4 
12 
3 
9 2 
12 4 
12 
 
 
 
 
 
 
 
 
  
 
  
 
   
  
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
b t r h t r h t r r r h t r 
    
1 4 
2 2 
2 
 
 
   
      2 
   
int 
2 
1 64 
 
2 int 
4 
int 
3 
int 
2 2 2 
int 
3 
2 2 2 
int 
2 
2 
2 
3 3 4 
.. 
1 4 
3 
2 
2 
9 
12 4 
12 
3 
9 2 
12 4 
12 
 
 
 
 
 
 
 
 
  
 
  
 
   
  
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
h t r b t r b t r r r b t r 
 Pour les armatures : 
n 
   
s y psi si zi I I A e 
1 
2 
. 
n 
   
s z psi si yi I I A e 
1 
2 
. 
 Pour la section du béton : 
      
s y 
c y 
2 2 2 
r h t r I 
. 
2 
   
int 
2 
int 
1 64 
2 
4 
int 
3 
int 
int 
3 
int 
. 
1 4 
3 
2 
2 
9 
2 2 
   
6 4 
12 
 
  
 
 
 
 
 
 
 
  
 
  
 
   
 
 
 
 
 
      
s z 
c z 
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   
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12 
 
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 
 
 
 
 
 
 
  
 
  
 
   
 
 
 
 

Construction Mixte Prof. Mimoune Mostefa 
Partie 1 : Poteaux Mixtes Acier-Béton 
33 
Sites à consulter pour plus de détails : 
www.constructalia.com 
www.cticm.com 
www.opu-dz.com. Construction Mixte Acier-béton.

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  • 1. Construction Mixte Prof. Mimoune Mostefa Partie 1 : Poteaux Mixtes Acier-Béton Cours : Construction Mixte Poteaux Mixtes Acier-Béton 1 Master en Génie Civil Option : Structures ET Matériaux Prof. Mimoune Mostefa
  • 2. Construction Mixte Prof. Mimoune Mostefa Partie 1 : Poteaux Mixtes Acier-Béton POTEAUX MIXTES ACIER-BETON Poteaux mixtes acier-béton soumis à une compression axiale Les poteaux mixtes acier-béton sont deux types :  Les poteaux partiellement ou totalement enrobés de béton.  Les poteaux en profilés creux remplis de béton. Pour les poteaux totalement enrobés, les semelles et âme des profilés les constituants sont enrobés d’une couche de béton. Par contre, pour les poteaux partiellement seulement l’espace entre semelles qui est rempli de béton (figure ci-dessous). hn Les poteaux en profilés creux remplis de béton peuvent être de section circulaire, carrée ou rectangulaire. Le béton de remplissage améliore considérablement la résistance par effet de confinement (figure ci-dessous). 2 ey hn ez h b ey ez d hn ez ey hc bc z b = bc h = hc z
  • 3. Construction Mixte Prof. Mimoune Mostefa Partie 1 : Poteaux Mixtes Acier-Béton Avantage des poteaux mixtes : Les poteaux mixtes présentent de nombreux avantages  une section transversale de faibles dimensions extérieures peut reprendre des charges 3 très élevées.  l’acier sert aussi de coffrage perdu.  gain de temps et de coût appréciable lors du montage.  résistances plus élevées.  l’acier, en confinant le béton, assure un rôle de frettage qui provoque une augmentation de la charge portante globale.  satisfaire aux exigences relatives à la plus haute classe de protection contre l’incendie sans exiger de mesures complémentaires.  Dans les sections partiellement enrobées, le fait qu’après bétonnage, des faces d’acier restent apparentes et peuvent être utilisées pour réaliser l’assemblage de poutres. Méthodes de calcul Pour le dimensionnement des poteaux mixtes acier-béton, deux méthodes sont présentées dans le règlement Européen l’EC4. Une Méthode Générale qui prend en compte les effets du second ordre et les imperfections, applicable aux sections de poteaux non symétriques ainsi qu’à des poteaux de section variable sur leur hauteur. Cette méthode nécessite l'utilisation d’outils de calcul numérique. Une Méthode Simplifiée faisant aux courbes de flambement européennes des poteaux en acier qui tiennent implicitement compte des imperfections, applicable au calcul des poteaux mixtes présentant une section doublement symétrique et uniforme sur leur hauteur. Hypothèses de calcul :  Il y a une interaction complète entre la section en acier et la section de béton et ce, jusqu'à la ruine.  Les imperfections géométriques et structurales sont prises en compte dans le calcul.  Les sections droites restent planes lors de la déformation du poteau. La Méthode Simplifiée : L'application de la méthode simplifiée comporte les limitations suivantes :  La section transversale du poteau est constante et présente une double symétrie sur toute la hauteur du poteau  La contribution relative de la section en acier à la résistance de calcul de la section complète, à savoir  (Aa f y / a ) / N pl.Rd , est compris entre 0,2 et 0,9 ;
  • 4. Construction Mixte Prof. Mimoune Mostefa Partie 1 : Poteaux Mixtes Acier-Béton  L'élancement réduit  du poteau mixte ne doit pas dépasser la valeur 2,0 ;  Pour les sections totalement enrobées, l'aire des armatures doit au moins être égale à 0,3% de l'aire de béton et les armatures présentent des épaisseurs d'enrobage de béton satisfaisant les conditions suivantes : 40 mm < cy < 0,4 bc et 40 mm < cz < 0,3 hc.  Il convient que le rapport entre la hauteur h de la section et sa largeur se situe entre 0,2 et .   .0,85  .    4 5.  L'aire de la section d'armature longitudinale à considérer dans les calculs ne doit pas dépasser 6% de l'aire de la section du béton Résistance plastique en compression axiale : La résistance plastique en compression axiale s’obtient en additionnant les résistances plastiques des éléments constitutifs, suivant l’expression suivante : Pour les sections partiellement ou totalement enrobées de béton : sk s s ck c c y Ma pl Rd a f A f A f N A    Pour les sections creuses remplies de béton : sk s s ck c c y Ma pl Rd a f A f A f N A    Aa, Ac et As sont les aires respectives de la section transversale de la section en acier, du béton et de l'armature. Pour les profils creux circulaires remplis de béton, une augmentation de la résistance à la compression provient du frettage de la colonne de béton, si le tube est suffisamment rigide pour s’opposer au gonflement du béton comprimé. La résistance se calcule dans ce cas, comme indiqué dans la partie consacrée aux poteaux comprimés et fléchis. Vérification de la stabilité des poteaux mixtes en compression axiale : La vérification de la stabilité est à effectuer selon les deux axes principaux de flambement, avec les de flambement appropriées. x Sd by Rd y pl Rd N N N . . .    . x Sd bz Rd z pl Rd N N N . . .    . Nb.Rd : est la valeur de calcul de la résistance au flambement du poteau. Npl.Rd : est la résistance plastique à la compression de la section transversale mixte. χ : coefficient de réduction au flambement.
  • 5. Construction Mixte Prof. Mimoune Mostefa Partie 1 : Poteaux Mixtes Acier-Béton _   . 5  f  mais  1,0 _ 2 _ 1 2                        _ _ 2  0,5 1   0,2  α : facteur d’imperfection dépendant de la courbe de flambement appropriée. Le flambement n’est pas à considérer si : 0,2 Elancement réduit : pl . R cr y N y N . _   pl . R cr z N z N . _   La charge critique élastique selon l’axe y est :   b y y e EI cr y L N . 2 2 .   La charge critique élastique selon l’axe z est :   b z z e EI cr z L N . 2 2 .   La rigidité en flexion de la section mixte selon les deux axes est :   y e a y a cd y c s z s EI E I E I E I . . .   0,8    z e z a a cd z c s z s EI E I E I E I . . .   0,8  Ea, Es : modules d’élasticité de l’acier. Ecd : module d’élasticité efficace du béton (voir partie compression-flexion). Ia, Ic et Is : moments d’inertie de l’acier, du béton et des armatures. Lb : longueur de flambement selon l’axe considéré, peut être prise égale à sa longueur réelle si elle est vraiment maintenue latéralement aux deux extrémités. Dans les autres situations on peut la déterminer selon les conditions d’appuis habituels.
  • 6. Construction Mixte Prof. Mimoune Mostefa Partie 1 : Poteaux Mixtes Acier-Béton Les élancements limites au-delà desquels les effets de fluage et de retrait sont à considérer : Type de structure Structure rigide Structure souple Profilé enrobé de béton _   0,8 0,5 d pour les profils creux ronds remplis de béton de diamètre d et d'épaisseur t. b pour les semelles de largeur b et d’épaisseur tf des profils en H partiellement enrobés. 6 _   Profilé creux rempli de béton      0,8/ 1 _ _   0,5 /1   A f a yd N pl . Rd   Voilement local des parois de la section en acier : Avant toute vérification de la stabilité, il faut s’assurer du non voilement des parois des profilés en acier. Ce risque ne se présente pas pour un poteau totalement enrobé. Pour les autres sections, les élancements des parois de la section ne doivent pas dépasser les valeurs suivantes :   90 2 t  b / t  52 pour l’âme des profils creux rectangulaires remplis de béton.   44 f t avec   235 / f y.k où fy.k est la limite d’élasticité de l’acier du profilé. Influence du cisaillement longitudinal : Pour la résistance de calcul au cisaillement Rd  , par adhérence et frottement, les valeurs suivantes : Type de section Rd  (MPa) Profilés totalement enrobés de béton 0,30 Profilés creux remplis de béton 0,55 Profilé creux rectangulaires remplis de béton 0,40 Semelles de profilés partiellement enrobés 0,20 A mes de profilés partiellement enrobés 0,00 Les sollicitations (efforts tranchants et moments de flexion) provenant des assemblages poteau-poutre sont à répartir entre le profilé d’acier et le béton armé sur une de « transfert » du poteau, au-delà de laquelle la section du poteau se comporte comme une section mixte courante.
  • 7. Construction Mixte Prof. Mimoune Mostefa Partie 1 : Poteaux Mixtes Acier-Béton La longueur de transfert ne doit pas dépasser deux fois la dimension minimale transversale du poteau (figure ci-dessous). Poteaux mixtes acier-béton soumis à des sollicitations combinées Cas des poteaux partiellement enrobés et totalement enrobés. Cas des poteaux remplis de béton. Méthode générale - Vérifications Vérification des limites d’applicabilité de la méthode de calcul simplifiée : Vérification de l’enrobage de béton et de l’armature : Vérification du voilement des éléments en acier : Vérification de l’introduction des charges et du cisaillement longitudinal : Influence des effets du second ordre sur les moments fléchissant : Remarques spécifiques pour les vérifications de M-N : Poteaux sollicités par un effort axial de compression et un moment fléchissant uni axial (Nx,Sd et My.Sd ou Nx,Sd et Mz,Sd) : Vérification de la résistance de la section du poteau : x Sd pl Rd N N . .  : pl.Rd N Valeur de calcul de la résistance plastique à la compression de la section transversale mixte. 7 p = 2h p i hi b p p = 2b
  • 8. Construction Mixte Prof. Mimoune Mostefa Partie 1 : Poteaux Mixtes Acier-Béton Vérification de la stabilité, selon les deux directions de flambement, du poteau sous Nx,Sd min( ; ) x.Sd by.Rd bzRd N  N N ( ; ) : by.Rd bzRd N N Valeurs de calcul de la résistance au flambement de l’élément mixte selon les axes y et z). Vérification de la résistance de la section transversale sous x Sd y Sd N et M . . ou x Sd z Sd N et M . . Interaction x Sd y Sd N et M . . ou x Sd z Sd N et M . . Vérification de la stabilité du poteau sous x Sd y Sd N et M . . ou x Sd z Sd N et M . . : y Sd y pl y Rd M M . . .  0,9. . ou z Sd z pl z Rd M M . . .  0,9. . Poteaux sollicités par un effort axial de compression et un moment fléchissant bi axial (Nx,Sd , My.Sd et Mz,Sd) : Vérification de la résistance de la section du poteau : x Sd pl Rd N N . .  : pl.Rd N Valeur de calcul de la résistance plastique à la compression de la section transversale mixte. Vérification de la stabilité, selon les deux directions de flambement, du poteau sous Nx,Sd min( ; ) x.Sd by.Rd bzRd N  N N ( ; ) : by.Rd bzRd N N Valeurs de calcul de la résistance au flambement de l’élément mixte selon les axes y et z). Vérification de la résistance de la section transversale sous x Sd y Sd N M . . , et z Sd M . Interaction x Sd y Sd N et M . . ou x Sd z Sd N et M . . , pour chacun des plans de flambement séparément (xz et xy) : Interaction x Sd y Sd N et M . . et x Sd z Sd N et M . . Vérification de la stabilité du poteau sous x Sd y Sd N M . . , et z Sd M . : y Sd y pl y Rd M M . . .  0,9. . Ou z Sd z pl z Rd M M . . .  0,9. . M y Sd   M .   8 1,0 z . Sd . . . . . . z pl z Rd y pl y Rd M M
  • 9. Construction Mixte Prof. Mimoune Mostefa Partie 1 : Poteaux Mixtes Acier-Béton Influence du second ordre sur les moments de flexion affectant les poteaux On sait que la théorie du premier ordre prend en compte la géométrie initiale de la structure pour déterminer les sollicitations, par contre la théorie du second ordre fait intervenir la déformation d’une structure. Dans le cas des poteaux élancés supposés, isolés, sollicités par une compression et une flexion, l’influence des effets du second ordre sur la flexion peuvent prendre des valeurs significatives. Selon le règlement Européen EC4, il est exigé de prendre en compte cette influence sur le moment de flexion si les deux conditions suivantes sont satisfaites : N Et  0,2.2  r 9 .  1,0 cr x Sd N _ Si l’une quelconque n’est pas satisfaite, l’influence du second ordre peut être considérée insignifiante. : x.Sd N Est la valeur de l’effort axial de calcul. Les charges critiques élastiques selon l’axe de flambement approprié sont :     EI 2 . 2 b y y e cr y L N   et    EI  2 . 2 b z z e cr z L N   r : est le rapport des moments d’extrémités maximum et minimum(1 r  1) _ : L’élancement réduit du poteau mixte pour le mode de flambement considéré selon l’axe y ou l’axe z. Le calcul du moment de flexion selon a théorie du second ordre II Sd M peut s’effectuer en augmentant le moment de flexion du premier ordre au moyen d’un facteur de correction k. x Sd N cr L k N . 1  .   Avec k 1,0
  • 10. Construction Mixte Prof. Mimoune Mostefa Partie 1 : Poteaux Mixtes Acier-Béton  : Facteur de moment équivalent (Construction Mixte Acier-béton. www.opu-dz.com). cr L N . : est la charge critique élastique du poteau mixte pour l’axe considéré y ou z. Le calcul du poteau est effectué pour la combinaison de la compression x Sd N . et de la flexion II Sd M  k.M . Tableau : Imperfections géométriques équivalentes des poteaux mixtes. Section du 10 sd poteau Limites Axe de flambement Courbe de flambement Imperfection e0 d’élément y – y b L/200 z - z c L/150 y – y b L/200 z – z c L/150  3% s  Quelconque a L/300 3%   6% s  Quelconque b L/200 y – y b L/200 z – z b L/200 quelconque b L/200 Remarques spécifiques concernant les calculs de M-N : Poteaux en tube rempli de béton – Augmentation de la capacité de résistance pl Rd N .
  • 11. Construction Mixte Prof. Mimoune Mostefa Partie 1 : Poteaux Mixtes Acier-Béton Si les deux conditions ci-dessous sont satisfaites, on peut considérer que la capacité de résistance de la section mixte est augmentée en raison du confinement et du comportement triaxial du béton : M N d Sd x Sd  M N d Sd x Sd         ck      11 _   et  L’élancement réduit 0,5  La valeur maximale de calcul du moment de flexion déterminée par la théorie du premier ordre, Sd M max. est limitée à : 10 . max. . 10 . max. . : Elancement réduit du poteau mixte. Nx.Sd : La valeur de calcul de l’effort normal appliqué. d: diamètre extérieur du poteau. e: excentricité de l’effort normal Nx.Sd par rapport à Mmax.Sd sk s s y f d ck c c y Ma pl Rd a A f f A f t f N A          . . 2 1 . 1 Npl.Rd : résistance plastique en compression de la section mixte. Aa, Ac, As : aire de la section de l’acier de construction, du béton et de l’armature. fy : limite élastique de l’acier de construction. fck : résistance en compression du béton. fsk : limite élastique de l’acier d’armature. t : épaisseur de paroi du profilé creux circulaire. γMa, γc, γs : coefficient partiel de sécurité aux ELU pour l’acier de construction, le béton et l’acier d’armature. Critères concernant l’excentricité e :  Pour 0  e  d et 0,5 10 _   :
  • 12. Construction Mixte Prof. Mimoune Mostefa Partie 1 : Poteaux Mixtes Acier-Béton   e         où les valeurs η10 et η20 relatives à e = 0, 1 10 ; (1 )(10 ) 1 10 2 20 20 d E E E E N cm 1 0,5 . cd N 12 e d   dépendent de _ de la façon suivante : _ _ 2 10   4,9  18,5  17 et 0 10         _ 20  0,25 3 2 et 1,0 20    Pour e  d ou 0,5 10 _   0 1,0 1 2   et   Module d’élasticité sécant du béton pour un chargement à long terme : La rigidité en élastique efficace en flexion (EI)e pour une section poteau mixte est donnée par l’expression :   e a a c d c s s EI  E I  0,8E I  E I Où les effets de chargement à court terme et à long terme sont pris en compte. Pour un chargement combiné de compression et de flexion, on considère une condition supplémentaire concernant l’excentricité de Nx.Rd afin de déterminer s’il faut prendre en compte ou non l’influence du comportement à long terme du béton (fluage et retrait).  Pour le chargement à court terme : cm c cd   Ecm : module d’élasticité sécant du béton. γc = 1,35  Pour le chargement à long terme et des poteaux élancés : Si e : _  est supérieur aux limites données ci-dessous (voir tab IV.9) et si 2  d   Alors :       G Sd x Sd c .  Ecm et γc : sont définis pour un chargement à court terme. Nx.Sd : La valeur de calcul de l’effort normal appliqué.
  • 13. Construction Mixte Prof. Mimoune Mostefa Partie 1 : Poteaux Mixtes Acier-Béton NG.Sd : La valeur de calcul de la partie de l’effort normal appliqué Nx.Sd agissante de façon permanente sur le poteau. NRd/Npl.Rd 1,0 0 1,0 13 _ _ _   : Elancement réduit pour le flambement selon l’axe approprié y et z Mmax.Sd : Moment de flexion maximum calculé selon la théorie du premier ordre. d: hauteur hors tout de la section transversal dans le plan de flexion. e = Mmax.Sd / Nx.Sd : excentricité de l’effort axial. Calcul de la résistance des sections à une combinaison de compression et de flexion : Pour cela, on utilise une courbe d’interaction sur les sections transversales (N-M) qui délimitent la zone de validité des différentes combinaisons (Nx.Sd ; My.Sd) ou (Nx.Sd ; Mz.Sd). MRd/Mpl.Rd Figure…Courbe d’interaction pour la compression et la flexion uni-axiale. Dans une courbe d’interaction d’une section d’acier seul, on constate que le moment résistant décroit continuellement avec une augmentation de l’effort axial. Cependant, dans le cas d’une section mixte, il est montré que moment résistant peut subir des augmentations en présence d’un effort axial. Ceci est du au fait que à l’effet de précontrainte qui peut empêcher la fissuration du béton et rendre plus efficace la résistance du béton aux moments (MRd/ Mpl.Rd), comme le montre la figure ci-dessus. Avec la méthode simplifiée de l’EC4, on peut calculer manuellement cinq points de la courbe d’interaction et tracer un schéma polygonal passant par ces points comme le montre la figure ci-dessous.
  • 14. Construction Mixte Prof. Mimoune Mostefa Partie 1 : Poteaux Mixtes Acier-Béton Npm.Rd On détermine les points de la courbe d’interaction, en prenant pour hypothèse les blocs de contraintes rectangulaires et en supposant que le béton tendu est fissuré. Pour un profilé en I totalement enrobé de béton, fléchi selon l’axe de forte inertie de la section d’acier, la répartition des contraintes correspondantes aux points de la courbe sont comme suit : αfck/γc fy/γMa Fsk/γs - 14 hn hn 2hn - + Mpl.Rd + Point B : Résistance à la flexion Mpl.Rd Npl.Rd αfck/γc fy/γMa Fsk/γs - - Point A : Résistance à la compression Npl.Rd Npm.Rd/2 B D C A N 0 Mpl.Rd M Mmax.Rd Npl.Rd
  • 15. Construction Mixte Prof. Mimoune Mostefa Partie 1 : Poteaux Mixtes Acier-Béton αfck/γc fy/γMa Fsk/γs - αfck/γc fy/γMa Fsk/γs - αfck/γc fy/γMa Fsk/γs - hn hn hE Figure : Répartition des contraintes correspondant à la courbe d’interaction. Pour les profilés creux remplis de béton, les résistances plastiques peuvent être calculés en remplaçant 0,85fck par fck (α = 0,85 ou 1,0). Généralement, le point E est situé à distance égale entre les points A et C. On le détermine si la résistance du poteau à la compression axiale (χ.Npl.Rd) est supérieure à la résistance plastique de la section de béton seule (Npm.Rd). 15 ΔhE NE - + ME Point E Npm.Rd/2 - + Mmax.Rd Point D Npm.Rd hn 2hn - + Mpl.Rd Point C
  • 16. Construction Mixte Prof. Mimoune Mostefa Partie 1 : Poteaux Mixtes Acier-Béton Détermination de la courbe d’interaction polygonale : Le point A correspond à la résistance à l’effort normal axial de compression Na = Npl.Rd et Ma = 0. Le point B correspond à la résistance au moment résistant de flexion. NB = 0 et MB = Mpl.Rd = Mmax.Rd – Mn.Rd              16 sk s ps psn ck c pc pcn y . 2 Ma pl Rd pa pan W W f W W f f M W W    Avec : Wpa, Wpc, Wps : modules de résistance plastique pour l’acier de construction, pour la partie en béton (béton supposé fissuré) et pour l’armature. Wpan, Wpcn, Wpsn : modules de résistance plastique des parties situées dans la zone 2hn pour l’acier de construction, pour la partie en béton (béton supposé non fissuré) et pour l’armature. α : coefficient réducteur dépendant du type de la section transversale (creux α = 1,0 ; I ou H partiellement ou totalement enrobé α = 0,85). fy : limite d’élasticité de l’acier de construction. fyk : résistance à la compression du béton. fsk : limite d’élasticité de l’armature. γMa, γc, γs : coefficients partiels de sécurité aux ELU pour l’acier de construction, le béton et l’armature. Le point C correspond à la résistance au moment résistant de flexion avec une zone comprimée supplémentaire (au-delà de 2hn) créant un effort normal axial de compression. N N A . f c ck c c pm Rd  .   c pl Rd M M .  Avec : Ac : aire totale de la section de béton. α, fck, γc : mêmes définitions que précédemment. Le point D correspond
  • 17. Construction Mixte Prof. Mimoune Mostefa Partie 1 : Poteaux Mixtes Acier-Béton max. 2 Tous les paramètres ont été définis précédemment. 17 pm.Rd 2 D N N  D Rd pl Rd n Rd M M M M max. . .    sk s ps   ck  c pc y Ma Rd pa W f W f f M W     sk s psn   ck  c pcn y . 2 Ma n Rd pan W f W f f M W     Vérification de la stabilité des poteaux soumis à une combinaison de compression et de flexion uni axiale : On doit d’abord déterminer la résistance du poteau mixte sous l’effort axial en l’absence du moment de flexion. N   . b Rd N pl . Rd Sachant que Nb.Rd est la valeur de calcul de la résistance au flambement du poteau, Npl.Rd représente la résistance plastique en compression de la section mixte du poteau. La vérification de la stabilité d’un poteau mixte sous combinaison de la compression et de la flexion uni axiale est donnée sous forme graphique sur la figure ci-dessous : μk μd 1,0 μ 1,0 χ χd χn 0 MRd/Mpl.Rd NRd/Npl.Rd Figure…Modèle de calcul pour l’interaction compression-flexion uni axiale
  • 18. Construction Mixte Prof. Mimoune Mostefa Partie 1 : Poteaux Mixtes Acier-Béton L’influence de l’élancement et des imperfections sont pris en compte par le facteur χ, qui représente la capacité de résistance en compression axiale. On peut lire sur la courbe une valeur correspondante pour la flexion μk, qui représente le moment résistant à la flexion μk.Mpl.Rd considéré comme un MOMENT d’IMPERFECTION du poteau mixte. L’influence des imperfections diminue si Nb.Rd / Npl.Rd < χ et est supposée varier linéairement entre χ et χn. En dessous de χn, on négliger l’influence des imperfections. Le rapport χn est calculé par :   . ) correspondant à la résistance en flexion d pl Rd M .  . .    18      r  mais    n n d 4 1 r : est le rapport des moments d’extrémités maximum et minimum. Dans le cas des charges transversales, il convient de prendre χn égal à zéro. Tableau : Valeurs de χn Répartition de M sur la longueur du poteau r χn 1 0 0 0,25.χ -1 0,5.χ χd est défini comme le rapport entre l’effort normal appliqué Nx.Sd et la résistance plastique en compression Npl.Rd. ( pl Rd x Sd N d N . La longueur (distance) horizontale sur la courbe d’interaction peut être obtenue par l’expression suivante :      d n   n d k     
  • 19. Construction Mixte Prof. Mimoune Mostefa Partie 1 : Poteaux Mixtes Acier-Béton Un poteau mixte soumis à une combinaison de compression et de flexion uni axiale est considéré résistant, si la condition suivante est satisfaite : sd pl Rd M M .  0,9.. μ : est le rapport des moments résistants obtenu au moyen de la courbe d’interaction. Vérification de la stabilité des poteaux soumis à une combinaison de compression et de flexion bi axiale : On doit évaluer séparément la résistance axiale du poteau en présence d’un moment de flexion pour chaque axe. Les imperfections doivent être prises en compte selon la direction correspondante à l’axe susceptible de ruine. Dans le cas contraire, il convient d’effectuer les vérifications selon les deux axes de flambement. L’interaction des moments de flexion doit être vérifiée au moyen des courbes d’interaction de la figure ci-dessous : μk μd 1,0 μz 19 1,0 χz χd χn 0 MRdz/Mplz.Rd NRd/Npl.Rd Hypothèse de ruine dans le plan XY avec prise en compte des imperfections
  • 20. Construction Mixte Prof. Mimoune Mostefa Partie 1 : Poteaux Mixtes Acier-Béton 0,9 μy 0,9 μz Courbe d’interaction des moments – 1,0 Les moments de flexion My.Sd et Mz.Sd doivent se situer à l’intérieur de la courbe d’interaction des moments. Cette courbe est tronquée à 0,9.μy et 0,9.μz. Un poteau mixte est considéré satisfaisant, si les conditions suivantes sont satisfaites : M  y Sd M .  20 0,9 . . . y pl y Rd Y Z μy μz résistance à la flexion bi axiale MRdy/Mply.R d μd 1,0 0 MRdz/Mplz.Rd μd 1,0 μy χd 0 MRdy/Mply.R d NRd/Npl.Rd Plan XY sans prise en compte des imperfections
  • 21. Construction Mixte Prof. Mimoune Mostefa Partie 1 : Poteaux Mixtes Acier-Béton .  M  z Sd M M y Sd   M .   21 0,9 . . . z pl z Rd 1,0 z . Sd . . . . . . z pl z Rd y pl y Rd M M Vérification de l’influence de l’effort tranchant On peut supposer que l’effort tranchant est repris par le béton et l’acier, ou bien seulement par l’acier. Dans chaque cas, la vérification est à effectuer conformément à l’EC2 ou l’EC3. Exemples d’application : Cas d’un poteau mixte partiellement enrobé : La section du poteau est constituée d’un profilé HEB 200 en acier S.235, γa = 1,1. Armatures 4ϕ12 et ϕ6, S500 ; connecteurs ϕ19, h = 60. Béton C25/30, γc = 1,15, enrobage Cy = Cz = 3,5 cm. La charge appliquée au sommet est supposée centrée, Nsd = 1750 KN et My.sd = 20 KN.m La longueur du poteau est de 3,5 m. Résistance plastique à la compression : sk s s   0,85  c ck c y a pl Rd a A f A f f N A    . N  2498,5 KN pl . Rd Charge critique élastique de flambement :     EI 2 . 2 b y y e cr y L N  
  • 22. Construction Mixte Prof. Mimoune Mostefa Partie 1 : Poteaux Mixtes Acier-Béton N  KN cr y  5432 Vérification de l’applicabilité de la méthode simplifiée : La section est symétrique et constante sur toute la hauteur du poteau. Contribution du profilé à la résistance totale _     0,87 N N KN N KN b Rd pl Rd sd 2173,8 1750 . .      22 0,66 0,2 0,9     . à a N f A y a pl Rd  Elancement réduit _    pl Rd N . 0,46 2,0 cr N  La condition est satisfaite. Rapport des aires de sections As   1,4% 0,3% à 4% Ac Vérification du voilement local b  13,3  44 tf Vérification de la résistance en compression centrée 0,71 Choix d’une autre section :  Acier du profilé à changer, on prendra S.275 N KN pl Rd 2782,5 .  Les autres paramètres sont presque identiques.
  • 23. Construction Mixte Prof. Mimoune Mostefa Partie 1 : Poteaux Mixtes Acier-Béton N N KN N KN b Rd pl Rd sd 2000,6 1750 . .      W t h b t h t t r h t r w f f f pc W  b h W W 23 La section est satisfaisante.  Augmentation de la section des armatures, 4ϕ16 au lieu de 4ϕ12 N KN pl Rd 2652 .  As   2,89% 0,3% à 4% Ac N N KN N KN b Rd pl Rd sd 1907 1750 . .      La section est satisfaisante.  Augmentation de la classe du béton de C25/30 à C35/40 N KN pl Rd 2732,3 .  N N KN N KN b Rd pl Rd sd 1964,5 1750 . .      Poteaux partiellement ou totalement enrobés – Axes neutres et modules de résistance plastique – Axe fort Y-Y : Pour toute la section transversale : 2 3 10     2   3 2 3 2 4 w 4 pa            pa ps c c 4 2 si zi n ps i W A e 1   Pour les parties de la section transversale situées dans la région de 2hn : Cas 1 : Axe neutre dans l’âme : n f h  h  t 2
  • 24. Construction Mixte Prof. Mimoune Mostefa Partie 1 : Poteaux Mixtes Acier-Béton h A f  A 2 f  f  2 2 2 c cd sn sd cd h t h h f n    A f  A 2 f  f  b  t h  2 t 2 f  f c cd sn sd cd w f yd cd h  h  h n     A f  A 2 f  f  A 2 f  fcd c cd sn sd cd a yd n b f 24   c cd w  yd cd  n b f  t f  f 2 pan w n W  t h Cas 2 : Axe neutre dans la semelle : 2 2          c cd yd cd h n b f  b f  f  2 2 2     4 2 2 2 w f pan n b t h t W bh     Cas 2 : Axe neutre hors de la section en acier : c 2 2 c cd h 2  pan pa W W pcn c n pan psn W  b h2 W W sni zi n psn i W A e 1   hn hn ez ey hc bc z b = bc h = hc z
  • 25. Construction Mixte Prof. Mimoune Mostefa Partie 1 : Poteaux Mixtes Acier-Béton Poteaux partiellement ou totalement enrobés – Axes neutres et modules de résistance plastique – Axe faible Z-Z : Pour toute la section transversale : 3 10 2 2 3 pc W  h b W W h  t 25 2 3 2 4 2 f f 4 4 t r t r t b h t W pa w w          pa ps c c 4 2 si yi n ps i W A e 1   Pour les parties de la section transversale situées dans la région de 2hn : Cas 1 : Axe neutre dans l’âme : w 2 n
  • 26. Construction Mixte Prof. Mimoune Mostefa Partie 1 : Poteaux Mixtes Acier-Béton h A f  A 2 f  f  2 2 2 c cd sn sd cd t h b w   n A f  A 2 f  f  t 2 t  h 2 f  f c cd sn sd cd w f yd cd b  h  b n     A f  A 2 f  f  A 2 f  fcd c cd sn sd cd a yd n h f 26   c cd  yd cd  n h f  h f  f 2 pan n W  hh Cas 2 : Axe neutre dans la semelle : 2 2          c cd f yd cd h n h f  t f  f  2 4 2     4 2 2 2 2 w f pan f n t h t W t h    Cas 2 : Axe neutre hors de la section en acier : c 2 2 c cd h 2  pan pa W W pcn c n pan psn W  h h2 W W sni yi n psn i W A e 1   hc hn hn ey ez bc z h = hc b = bc z
  • 27. Construction Mixte Prof. Mimoune Mostefa Partie 1 : Poteaux Mixtes Acier-Béton Poteaux creux rectangulaires ou circulaires remplis de béton – Axes neutres et modules de résistance plastique : Flexion selon l’axe fort Y-Y : Profil creux rectangulaire : Pour toute la section transversale : W  bh   2  r  t    r  t      h  t  r  W  W pa pc ps 2 2 2 3 2       27   2 4 3 4 3 2 2   W b t   h t   r   r    h t  r   W pc ps     2 4 3 4 2  si zi n ps i W A e 1   Pour les parties de la section transversale situées dans la région de 2hn :
  • 28. Construction Mixte Prof. Mimoune Mostefa Partie 1 : Poteaux Mixtes Acier-Béton h A f  A 2 f  f  2 4 2 c cd sn sd cd 28   c cd  yd cd  n b f  t f  f pan n pcn psn W  bh2 W W   pcn n psn W  b  2t h2 W sni zi n ps i W A e 1   Profil creux circulaire : On peut utiliser les mêmes équations en remplaçant : h = b = d et r = d/2 - 1 Flexion selon l’axe faible Z - Z : Il suffit de changer les indices y et z et utiliser les mêmes équations. ey hn ez h b ey ez d
  • 29. Construction Mixte Prof. Mimoune Mostefa Partie 1 : Poteaux Mixtes Acier-Béton Coefficient de réduction au flambement pour les sections transversales mixtes y y z z 29 _ χ χy χz Axe quelconque de flambement Axe fort de flambement Axe faible de flambement Courbe a Courbe b Courbe c 0,0 1,0000 1,0000 1,0000 0,2 1,0000 1,0000 1,0000 0,3 0,9775 0,9641 0,9491 0,4 0,9528 0,9261 0,8973 0,5 0,9243 0,8842 0,8430 0,6 0,8900 0,8371 0,7854 0,7 0,8477 0,7837 0,7247 0,8 0,7957 0,7245 0,6622 0,9 0,7339 0,6612 0,5998
  • 30. Construction Mixte Prof. Mimoune Mostefa Partie 1 : Poteaux Mixtes Acier-Béton 1,0 0,6656 0,5970 0,5399 1,1 0,5960 0,5352 0,4842 1,2 0,5300 0,4781 0,4338 1,3 0,4703 0,4269 0,3888 1,4 0,4179 0,3817 0,3492 1,5 0,3724 0,3422 0,3145 1,6 0,3332 0,3079 0,2842 1,7 0,2994 0,2781 0,2577 1,8 0,2702 0,2521 0,2345 1,9 02449 0,2294 0,2141 2,0 0,2229 0,2095 0,1962 Moments d’inertie des profilés partiellement et totalement enrobés de béton :  Pour l’acier du profilé :  3    3  4 2  2 . 2 0,03 0,2146 2 0,4468 I 1 bh b t h t r r h t r a y w f f         I 1 t b h t t r r t r a z f f w w       30 12  3   3  4 2  2 . 2 2 0,03 0,2146 0,4468 12  Pour les armatures : n    s y psi si zi I I A e 1 2 . n    s z psi si yi I I A e 1 2 .  Pour la section du béton :
  • 31. Construction Mixte Prof. Mimoune Mostefa Partie 1 : Poteaux Mixtes Acier-Béton 31 3 I  b h  I  I c y . . a y s y c c . 12 3 I  h b  I  I c z . . a z s z c c . 12 Moments d’inertie des profilés creux circulaires remplis de béton :  Pour l’acier du profilé :   4 int 4 a y a z I d d I . . 64      Pour les armatures : n    s y psi si zi I I A e 1 2 . n    s z psi si yi I I A e 1 2 .  Pour la section du béton :   4 int c y s y I d I .      . 64 4 int  I  d  I c z s . z . 64 Moments d’inertie des profilés creux rectangulaires  Pour l’acier du profilé :
  • 32. Construction Mixte Prof. Mimoune Mostefa Partie 1 : Poteaux Mixtes Acier-Béton  I b r h r h r r 1 64 r h r a y          I b r b r b r r 1 64 r b r a z         I b t r h t r h t r r I h t r b t r b t r r 32     1 4 2 2 2            2    int 2 1 64  2 int 4 int 3 int 2 2 2 int 3 2 2 2 int 2 2 2 3 3 4 . 1 4 3 2 2 9 12 4 12 3 9 2 12 4 12                                     b t r h t r h t r r r h t r     1 4 2 2 2            2    int 2 1 64  2 int 4 int 3 int 2 2 2 int 3 2 2 2 int 2 2 2 3 3 4 .. 1 4 3 2 2 9 12 4 12 3 9 2 12 4 12                                     h t r b t r b t r r r b t r  Pour les armatures : n    s y psi si zi I I A e 1 2 . n    s z psi si yi I I A e 1 2 .  Pour la section du béton :       s y c y 2 2 2 r h t r I . 2    int 2 int 1 64 2 4 int 3 int int 3 int . 1 4 3 2 2 9 2 2    6 4 12                               s z c z 2 2 2 r b t r I . 2    int 2 int 1 64 2 4 int 3 int int 3 int . 1 4 3 2 2 9 2 2    6 4 12                        
  • 33. Construction Mixte Prof. Mimoune Mostefa Partie 1 : Poteaux Mixtes Acier-Béton 33 Sites à consulter pour plus de détails : www.constructalia.com www.cticm.com www.opu-dz.com. Construction Mixte Acier-béton.