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Les exigences de la clause 27 pour le calcul des assemblages dans les contreventements semblent avoir été modifiées à nouveau dans la norme S16-01. Qu’en est-il exactement?
La conception parasismique des assemblages dans les contreventements en acier : tout un bouleversement pour l’industrie!
C’est dans l’édition 1989 de la norme S16.1 qu’apparaît pour la première fois l’article 27 qui contient des exigences particulières pour la conception parasismique des charpentes en acier. Parmi celles-ci, la règle portant sur la conception des assemblages des diagonales des contreventements ductiles ou à ductilité nominale a eu un impact considérable sur l’industrie. Pour ces structures, on demande en effet que les assemblages des diagonales aient une résistance supérieure à la capacité axiale maximale de la membrure. Cette règle a soulevé plusieurs questions et suscité controverses et discussions dans le milieu. Les exigences ont aussi subi des modifications au cours des dernières années, y compris dans la dernière édition (2001) de la norme. Le moment est propice pour faire le point sur la question.
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1989 : Premières dispositions, mais efforts en traction ou en compression?
Dans l’édition 1989 de la norme, on exigeait que les assemblages des diagonales dans les contreventements ductiles ou à ductilité nominale soient conçus pour une force axiale dans la diagonale égale à AgFy. L’objectif était de permettre la plastification en traction des diagonales sous l’effet des mouvements sismiques, ce qui est justifié par le fait que les charges sismiques de calcul sont obtenues en divisant l’effort sismique élastique Ve par un facteur R égal à 2.0 ou 3.0. Dans ce contexte, il est donc prévisible que les diagonales atteignent leur capacité axiale sous un séisme important.
On pouvait par contre se questionner sur la nécessité de dimensionner l’assemblage pour un effort de compression égal à AgFy, puisque cet effort est presque toujours supérieur à la résistance en compression de la diagonale. Cela n’était pas précisé pas dans la norme mais il était raisonnable de réaliser la conception de l’assemblage en compression pour un effort égal à Cr/f, Cr étant la résistance pondérée en compression de la diagonale. Pour le calcul de Cr, il fallait cependant utiliser un facteur d’élancement K représentatif des conditions de retenue réelles aux extrémités des diagonales. Une valeur trop élevée pour K conduit à un effort de compression trop faible pour la conception de l’assemblage et à un risque de rupture en compression des composantes de l’assemblage. De telles ruptures ont été observées à Kobé (1995) et en Taiwan (1999). Sous l’action de chargements cycliques, l’assemblage se détériore rapidement, ce qui peut conduire à une perte complète de résistance.
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1989 : On suggérait aussi une limite supérieure aux forces de calcul
Dans la norme 1989, on suggérait aussi une valeur plafond pour la force de conception à utiliser pour les assemblages des diagonales. Pour les contreventements ductiles, cette force maximale correspondait à l’effort axial produit par les charges de gravité (non pondérées) plus 2 fois l’effort axial produit par les charges sismiques. Pour un contreventement à ductilité nominale, le facteur 2 était remplacé par 1.33.
Dans bien des cas, cette limite supérieure était plus faible que AgFy, ce qui pouvait conduire à des économies appréciables. C’était surtout le cas dans les contreventements ductiles pour lesquels on devait respecter des limites inférieures pour les paramètres KL/r et b/t des diagonales, limites qui gouvernaient souvent le choix des sections et qui résultaient en des diagonales trop résistantes. De plus, les économies ainsi réalisées ne se limitaient pas qu’aux assemblages des diagonales, mais aussi aux poteaux et poutres des contreventements car ces éléments devaient être conçus pour les efforts utilisés dans le calcul des assemblages des diagonales. Dans le commentaire de la norme 1989, on mentionnait cependant que des études récentes indiquaient que les limites supérieures suggérées dans la norme n’étaient peut-être pas suffisamment élevées, surtout dans les niveaux supérieurs des bâtiments multi-étagés. Cela n’était qu’un préambule aux changements qui ont été apportés à la norme en 1994.
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1994 : Disparition de la limite supérieure
Dans l’édition de 1994, les exigences de la norme demeurent pratiquement les mêmes mais la limite supérieure pour la force de calcul des assemblages des contreventements est abolie, sauf pour les régions à très faible séismicité. On permet toutefois au concepteur d’utiliser une valeur inférieure à AgFy, s’il peut justifier qu’une telle valeur est adéquate. Voilà qu’on lui demande de faire tout le travail!
Des solutions analytiques? La modification de la norme en 1994 a découlé de plusieurs études qui démontraient que les forces dans les diagonales pouvaient dépasser largement les limites suggérées en 1989 lorsque des diagonales trop fortes étaient utilisées dans les structures. On se devait donc de modifier la norme compte tenu du risque d’une rupture fragile au niveau des assemblages des diagonales et des conséquences importantes d’une telle rupture sur l’intégrité structurale des bâtiments. Évidemment, il existe une limite supérieure à la force que l’on peut anticiper pour une structure donnée, mais on demande au concepteur de la déterminer, sans lui suggérer de méthodes.
Plusieurs ont alors suggéré d’utiliser les forces calculées dans les diagonales sous des charges sismiques obtenues avec un facteur R = 1.0 (comportement élastique). Cette approche est logique mais, dans le cas de contreventements avec des diagonales travaillant en traction et en compression, on peut sous-estimer les efforts de traction dans des diagonales si les efforts calculés dans des diagonales comprimées excèdent la résistance au flambement de ces diagonales (Cu). Comme montré sur la figure ci-dessous pour un contreventement simple, la diagonale comprimée flambe sous la charge appliquée et la diagonale tendue doit reprendre un effort axial beaucoup plus important que celui prédit par l’analyse élastique, ceci parce que la résistance post-flambement de la diagonale comprimée, C’u, n’est que de 240 kN, soit bien plus bas que la résistance Cu = 600 kN. Dans l’édition 2001 de la norme, on propose d’utiliser cette méthode, mais avec prise en compte du comportement inélastique. On y revient plus bas.
Une autre approche consiste à réaliser des analyses dynamiques temporelles où on soumet la structure à des enregistrements sismiques. Dans de telles analyses, on doit reproduire le comportement des diagonales sous des sollicitations cycliques inélastiques (plastification en traction, flambement en compression, dégradation de la résistance en compression avec les cycles, etc.) et on doit s’assurer que les enregistrements sismiques sont en nombre suffisant et qu’ils sont représentatifs de l’aléa sismique de la région et des conditions géotechniques locales. Tout un défi compte tenu de la complexité du travail et du temps généralement alloué pour la conception des assemblages!
D’autres solutions? Afin de réduire les efforts sur les assemblages, on peut aussi chercher à utiliser des diagonales dont l’aire de la section sera plus petite. Par exemple, pour des diagonales travaillant en compression et traction, il est avantageux d’employer des profilés tubulaires, ces profilés donnant habituellement le meilleur rapport Cr/Ag, donc la plus faible valeur de AgFy pour un effort Cf donné. On peut aussi utiliser des valeurs plus raffinées pour la longueur de flambement, KL, des diagonales, en prenant en compte la rigidité des assemblages ou le support fourni par la diagonale tendue dans les contreventements en X, toujours dans le but d’augmenter le rapport Cr/A des diagonales. Lorsque la dimension KL des diagonales est grande et que les charges sismiques sont peu élevées, un contreventement à ductilité nominale (R = 2.0) avec des diagonales travaillant en traction seulement (configuration en X, par exemple) peut représenter la configuration avec une aire de diagonale plus faible. Pour de telles diagonales, l’effort de compression à considérer pour la conception des assemblages est aussi peu élevé.
Plus récemment, certains ont suggéré de réduire localement la section des diagonales de façon à former des fusibles pour diminuer les efforts imposés aux assemblages. Pour certaines diagonales conçues pour la traction seulement, ce principe peut donner de bons résultats et on peut retrouver dans certaines normes des détails à suivre pour s’assurer d’un bon comportement ductile. Il faut toutefois éviter des réductions de section qui sont trop concentrées, comme des trous circulaires, trous ovalisés, entailles au chalumeau, etc. Des essais ont en effet démontré que, sous des charges cycliques, de telles membrures ont tendance à se briser prématurément au droit de la réduction de section. La raison est simple : toutes les déformations inélastiques sont concentrées sur une très faible longueur et on atteint très rapidement la limite de déformabilité de l’acier. Lorsque le fusible doit travailler en traction et en compression, le problème se complique davantage car on doit prévenir le voilement local de la section réduite : tout un défi en régime plastique car l’acier perd sa rigidité. Si le voilement se produit, les déformations dans l’acier sont amplifiées davantage et on atteint la rupture encore plus tôt. L’approche est prometteuse mais il y a encore du travail à faire pour mettre au point un système qui fonctionne bien.
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2001 : Parution d’une nouvelle édition de la S16
Depuis 1994, plusieurs séismes importants sont survenus dont ceux de Northridge (1994) et de Kobé (1995) qui ont eu un impact considérable sur la conception parasismique des charpentes en acier. Ce fut, entre autres, la révélation de déficiences importantes dans le calcul et la fabrication des cadres à nœuds rigides. Pour les contreventements en treillis, ce fut aussi l’occasion d’en apprendre davantage, surtout sur le comportement des assemblages des diagonales. En parallèle, les résultats de très nombreux travaux de recherche sur le sujet ont été publiés ces dernières années, travaux qui ont générés une quantité considérable d’information complémentaire. À la fin de 2001 est donc parue la troisième édition de la norme S16 contenant des dispositions pour la conception parasismique des structures, et l’article 27 subi plusieurs changements importants reflétant les nouvelles connaissances acquises.
2001 : De nouvelles dispositions générales
Dans la nouvelle norme, on a d’abord comblé certaines lacunes quant aux matériaux qui peuvent être employés pour la fabrication de systèmes structuraux devant démontrer un comportement sismique ductile. Ainsi, de nouvelles règles ont été ajoutées pour établir la limite élastique maximum des aciers ou la résilience minimum des aciers ou matériaux de soudure.
Au début de l’article 27, on donne aussi des explications plus détaillées sur le comportement sismique attendu pour les charpentes en acier, de même que sur la méthode de calcul par capacité qui permet d’obtenir ce comportement. Cette méthode était implicitement appliquée dans les éditions précédentes de la norme mais elle est maintenant définie plus clairement. Selon cette méthode, les déformations inélastiques doivent être concentrées dans des éléments ductiles du système de résistance aux charges latérales et ces éléments doivent être spécialement conçus et détaillés à cet effet. On doit ensuite s’assurer que tous les autres éléments du système de résistance aux charges latérales peuvent reprendre, sans dommage, les efforts qui se développeront lorsque les forces latérales atteindront un niveau qui est dicté par la résistance réelle des éléments ductiles sélectionnés à la première étape.
Par exemple, dans un contreventement en treillis, ce sont les diagonales qui sont choisies et conçues pour subir des déformations inélastiques lors des tremblements de terre importants. Les autres composantes, comme les diaphragmes de toit et de plancher, doivent pouvoir résister à des forces latérales qui correspondent à la résistance réelle anticipée des diagonales. Dans l’application de cette méthode, on a aussi reconnu que la limite élastique des aciers pouvait être plus élevée en réalité que la valeur nominale qui est spécifiée aux plans et devis. Par exemple, on utilise une limite élastique égale à RyFy, avec Ry = 1.1, pour évaluer la résistance des pièces susceptibles de se plastifier, comme les diagonales en traction, et cette différence est maintenant incorporée dans la vérification des éléments qui doivent demeurer intacts lors d’un séisme.
2001 : Modification aux systèmes et aux valeurs du facteur R
Bien sûr, les règles pour la conception des cadres à nœuds rigides ont été révisées en profondeur et une nouvelle section a été ajoutée pour le calcul parasismique des murs de refends en acier. La désignation de la plupart des systèmes structuraux a été changée de façon à correspondre plus fidèlement au comportement ou niveau de performance anticipé pour chacun des systèmes. Dans le même ordre d’idée, on a aussi modifié la valeur du facteur R pour certains systèmes, de même que les limites qui gouvernent la classification de plusieurs systèmes. C’est le cas, notamment, pour les contreventements en treillis. Par exemple, dans la catégorie des contreventements à ductilité modérée (R = 3.0), on permet maintenant des configurations avec diagonales travaillant uniquement en traction pour des structures pouvant atteindre jusqu’à 4 étages de hauteur. Ce système structural est permis jusqu'à 8 étages pour les contreventements à ductilité limitée (R = 2.0). Des limites de hauteur sont aussi imposées aux autres types de contreventement en treillis. De façon générale, les règles pour les contreventements conçus avec R = 2.0 sont plus sévères qu’auparavant puisque toutes les dispositions s’appliquant aux structures avec pour les contreventements à ductilité modérée, sauf quelques exceptions, s’appliquent aussi aux contreventements à ductilité limitée.
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2001 : Du neuf pour le calcul des assemblages des diagonales?
Un premier changement important est que l’on a relâché les limites sur les paramètres sur KL/r et b/t des diagonales, ce qui permet d’utiliser des diagonales ayant une résistance plus proche des efforts pondérés et ainsi réduire la pression à la hausse sur les forces de conception des assemblages. Pour les contreventements conçus avec R = 2.0, on peut même utiliser des diagonales avec KL/r = 300 pour les bâtiments de 1 ou 2 étages.
Pour le calcul des assemblages, on fait maintenant la distinction entre la résistance requise en compression et en traction. Dans les deux cas, les efforts sont basées sur la résistance des diagonales en utilisant une limite élastique égale à RyFy. Pour l’effort de compression, on précise la résistance ultime à considérer au moment du premier flambement (Cu = 1.2 Cr/f, Cr étant calculé avec RyFy), de même que la résistance post-flambement après quelques cycles de déformations inélastiques (C’u = 0.2AgRyFy). On permet également de limiter les efforts à ceux obtenus sous des charges sismiques déterminées avec un facteur R = 1.0. On doit cependant procéder à une analyse non linéaire pour prendre en compte la redistribution des efforts suivant le flambement ou la plastification en traction des diagonales, comme illustré précédemment dans la figure. Il est important de noter que ce calcul peut se faire aisément à la main pour la plupart des structures et que, ce faisant, on détermine du même coup les scénarios d’efforts à considérer pour le calcul des poutres et poteaux.
Compte tenu qu’il existe toujours un niveau élevé d’incertitude quant à l’amplitude des effets des prochains séismes à survenir, il y a donc un risque que les forces excèdent celles prédites par des analyses comme celle où on utilise des forces sismiques obtenues avec un facteur R = 1.0. Dans la norme S16-10, on précise donc que les assemblages dimensionnés avec des efforts correspondant à R = 1.0 doivent aussi avoir un mode de rupture ductile, comme la plastification de composantes ou l’écrasement de boulons contre l’acier. De cette façon, on évite que des ruptures fragiles ne se produisent dans les assemblages au cas où leur capacité était dépassée.
Dans le même ordre d’idée, on a aussi ajouté un article (27.10) pour éviter les ruptures fragiles des assemblages pour les structures dimensionnées avec un facteur R = 1.5 lorsque construites dans les zones sismiques actives. Pour ces structures, on exige en effet que les assemblages soient détaillés pour offrir un minimum de ductilité ou qu’ils soient calculés pour des efforts supérieurs à ceux calculés obtenus de l’analyse avec R = 1.5.
2003 : Entrée en vigueur de la norme 2001!
En juin 2003, des modifications ont été apportées au Code de construction du Québec – Chapitre I, Bâtiment, et Code national du bâtiment – Canada 1995. L’une d’entre elles visait à modifier la référence à la norme de calcul pour les charpentes en acier : la norme CAN/CSA-S16.1-94 est remplacée par la norme CSA S16-01 comme référence. Ces modifications avaient été approuvées par la Commission canadienne des codes du bâtiment et de prévention des incendies.
La norme S16-01 contient plusieurs autres éléments nouveaux sur la conception parasismique qui n’ont pas été discutés ici. On pourra en reparler dans les prochaines chroniques. D’ici là, prenez le temps d’examiner cette nouvelle norme et de soumettre vos questions ou commentaires.
À bientôt.
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