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ISSN .. 0984-0982

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RAPPORTS DES LABORAT.OIRES S,ÉRIE : OUVRAGES

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OA- 3

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. Comportement local de connecteurs acier/béton sollicités au cisaillement

. Etude bibliographique Pierre î ROUILL.ET

Octobre 19 87

MINISTËRE DE L'ËQUIPEMENT, DU LOGEMENT, DE L'AMËNAGEMENT DU TERRITOIRE ET ·DES TRANS flORTS

LABORATÇ>IRE CENTRAL DES PONTS ET Cl"IAUSSËES

1

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RAPPORTS DES LABORATOIRES SÉRIE : OUVRAGES D'ART

OA- 3

Comportement local de connecteurs acier/béton sollicités au cisaillement

Etude bibliographique Pierre TROUILLET

Octobre 19 87

MINISTÈRE DE L'ËQUIPEMENT, DU LOGEMENT, DE L'AMËNAGEMENT DU TERRITOIRE ET DES TRANSPORTS

LABORATOIRE CENTRAL DES PONTS ET CHAUSSËES

Pierre TROUILLET Ingénieur ENSAIS Laboratoire régional de NANCY BP 8 - 54510 TOMBLAINE

R E S U M E

Cette étude présente la synthèse des connaissances publiées sur le comportement d'un connecteur destiné à solidariser une pièce en béton et une pièce métallique soumises à une action tangente à leur interface. Près de 180 références ont été analysées à la lumière des résultats d'essais acquis par notre laboratoire en la matière.

Dans les quarante dernières années, l'on s'est attaché à définir la réponse globale (charge ultime, courbe charg~/ glissement) de gouj ans ( 360 essais réalisés) et d'un grand nombre d'autres connecteurs. Très rares sont les études détaillant le fonctionnement local d'un connecteur.

L'étude bibliographique présente les données disponibles et montre qu'il existe un continuum entre connecteurs souples et rigides, aussi bien au ni veau du mode de ruine que de la raideur. L'incidence de différents paramètres géométriques (hauteur, largeur, épaisseur ••• )et mécaniques (résistance du béton, limite élastique de l'acier ••• ) sur le fonctionnement (en déplacement et en déformation) d'un connecteur soumis à des sollicitations statiques ou de fatigue sont montrés. Il en est de même pour le comportement d'un connecteur appartenant à un groupe de connecteurs.

En conclusion, la rigidité relative milieu/connecteur serait le paramètre de base du comportement d'un connecteur.

Dessins Dactylographie

M.TEDESCO C.CLEMENT

Action de recherche pluriannelle AR n°41 : FONCTIONNEMENT DES STRUCTURES

·fiche d'action élémentaire de recherche FAER 1.41.20.6 : Connexion des ponts mixtes.

SOMMAIRE

I - NOTATIONS UTILISEES •...•.••••.••.........••.••.•.••.••.•..••......• 5

II - EVOLUTION DES TECHNIQUES DE CONNEXION ET DES THEORIES DE CALCUL ..... 7

II .1 - Présentation . • . . . . . . . . . • . . . . . . . . . . • . . • . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 7

II.2 Evolution des systèmes de connexion .•.•.•................ 8

II.3 - Evolution des différentes théories de fonctionnement des poutres mixtes . . . . • . . . . . . . • . . . • . • . . . . . • . . . . . • . . • . . . . . • . . . 14

III - ESSAIS REALISES . . . . • . • • • • . . • • • . • . • . . . . . . . • . . • . . . . • . . . . . • . . . • . . . . . . . 20

IV

V

VI

III.1 - Comparaison des différentes catégories d'essais ......... 20

III.2 - Comparaison push-out/poutre 22

III.3 - Influence de différents paramètres ...................... 25

- CHARGE LIMITE ULTIME EXPERIMENTALE (Que) ...........•...•.••.•...... 27

IV .1 - Modes de rupture . . • • . • . . . . . • . . . • . . . . . . . • . . . . . . • . • . . . . . . . . 27

IV.2 - Incidence des différents paramètres géométriques......... 28

IV.3 - Incidence de la qualité des matériaux .................... 30

IV.4 - Incidence du mode de chargement ..................•......• 30

IV.5 - Résultats expérimentaux ..•..••••... ...................... 31

- GLISSEMENTS ........••...•.•....•••..•.••.••..••.................... 32

V.1 - Incidence de différents paramètres géométriques ........... 32

V.2 - Influence de la qualité des matériaux et de l'adhérence acier/béton • . . • • • . . • . . • . . . • . • • . • • . . • . . • . • . . . . . . . . . . . . . . . . . 33

V.3 - Incidence du mode de chargement ....•..............••...... 34

V.4 - Soulèvement

V.5 - Glissements ultimes ...................................... .

35

35

V.6 - Modélisation de la courbe charge/glissement ...•......•..•. 36

- EFFET DE GROUPE ...........•••...............••.•..•...•.......•.... 37

VI.1 - Incidence sur la charge limite ultime ........•.........•• 37

VI.2 - Incidence sur les glissements ..........•................. 37

VI.3 - Effet de l'espacement .•..•......•.•...................... 38

VII - CRITERES DE COMPARAISON............................................ 38

VII.1 - Critères en glissement.................................. 39

VII. 2 - Autres critères . . . . . • • . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . • . . . . . . . . 39

VII.3 - Ductilité d'un connecteur;.............................. 40

VIII - DEFORMATIONS - EFFORT NORMAL - SOUDURE ....•.•..........•.•.•... • .. 43

IX

VIII .1 - Déformations . . • • . . . . . • . . . . . . . . • . • . • . . • . . . • . • . . . . • • • . • . 43

VIII. 2 - Effort normal . . . . . . • . . . • • • • . . . • . . . . • • . . • . • . • . . . . . • • . . . 43

VIII.3 - Charge de plastification ..••.•••••••••................ 43

VIII. 4 - Soudure • • • • • • • • • • • . . . . . . • . . . . . . . . • . • • . . . . . . • • • • . . • • • . . 44

VIII. 5 - Glissements résiduels • • • • • . . • • • . • . . • • • • • • • • • . • • . . • . . . . 44

- COMPORTEMENT EN FATIGUE DE DIFFERENTS CONNECTEURS •..•••••••••••••• 45

IX .1 - Représentativité de 1' essai push-out .. .. .. .. . .. .. .. .. .. • 45

IX.2 - Panorama des essais réalisés •••..••••.•......••..••...•. 45

IX.3 - Résultats détaillés et essais de goujons, U, barres...... 45

IX.4 - Paramètres influant sur le comportement en fatigue ..•... 46

IX.5 - Mode de rupture en fatigue 49

IX.6 - Formules de résistance .•..••••.•.•••.••••. . .........•..• 50

IX.7 - Variation de raideur du connecteur au cours de l'essai de fatigue . • . • • • . • . . . . . . • . . • . . . . • . . • . . . . . . • • • . • . . . . . • . . . 50

IX.8 - Fatigue de la membrure seule............................ 51

* planches III à IX 52 à 73

* Annexe 1 - Références bibliographiques 75

* Annexe 2 - Tableau récapitulatif des essais réalisés 83

Ce document est propriété de l' Administration et ne peut être reproduit, même partiellement, sans l'autorisation du Directeur du Laboratoire central des Ponts et Chaussées

(ou de ses représentants autorisés).

© 1987· LCPC

Publié par le LCPC, 58 bd Lefebvre · 75732 PARIS CEDEX 15 sous le numéro 3548 Dépôt légal : Octobre 1987

ISBN 2-7208-3548-X

- 5 -

NOTATIONS UTILISEES

I.l - PARAMETRES GEOMETRIQUES GENERAUX

h = hauteur totale (soudure comprise) L = largeur a = épaisseur de la soudure (au sens du CPC) el = épaisseur de la partie libre es = épaisseur de la partie soudée. lx = inertie suivant l'axe x s = section (transversale).

Conventions particulières aux cornières

h.0 = hauteur de l'axe du perçage depuis la base de la c;:ornière. f.0 = diamètre du filant( acier lisse et doux.) nbf = nombre de filants. e.0 = diamètre du perçage pour filant.

Conventions particulières aux arceaux

df = diamètre du fil utilisé pour l'arceau D = diamètre hors tout de l'arceau (diamètre de cintrage+ 2df)

Conventions particulières aux goujons

dl = diamètre du corps d2 = diamètre de la tête Ag = section du goujon

<:Jar = contrainte de rupture de l'acier du goujon hs' = hauteur du fut h2 = hauteur de la tête

Conventions particulières aux systèmes combinés

Al = surf ace de la butée A2 = section des ancrages

I.2 - NOTATIONS LIES AUX CHARGES

Q = charge appliquée à un connecteur Qr = charge d'accroissement des glissements résiduels Qr80 = charge pour laquelle le glissement résiduel atteint 80 microns

Que Que

Qc Qp Qmc

Ql Qs

M,T,N q

Qmax

Qmin

- 6 -

= charge ultime de calcul = charge ultime expérimentale (plus grande charge observée lors

des essais) = charge de calcul (généralement état limite de service) = charge de plastification = charge maximum maximorum appliquée dans toute l'histoire du chargement = fraction de la charge totale Q appliquée sur la partie flexible = fraction de la charge totale Q appliquée sur la partie soudée

ou rigide des connecteurs. = moment fléchissant, effort tranchant, effort normal. = taux de charge

Rappel sur terminologie des essais de fatigue.

Q

~l Q

~c t

sollicitation ondulée répétée altérnée 2 : AQ/Qmax < l l

lr 0 < lr < l 0 - l

rsd = Qmax/Que lr = Qmin/Qmax

I.3 - NOTATIONS LIES AU DEPLACEMENT OU A LA DEfOR~1ATION

G = glissement = déplacement relatif acier-béton, dans le sens de l'effort.

S = soulèvement = déplacement relatif acier-béton, dans le sens perpendiculaire à la sollicitation.

é = déformation mesurée en un point.

I.4 - AUTRES NOTATIONS

E = module d'élasticité (indices a acier, b béton module sécant dans ce cas)

K = module de réaction 0- = contrainte normale Re = résistance du béton à la compression. Rt = idem en traction par feridage C7é = limite élastique de l'acier du connecteur Rr =raideur relative connecteur/ béton - paramètre qualitatif.

- 7 -

II - EVOLUTION DES TECHNIQUES DE CONNEXION ET DES THEORIES DE CALCUL I

II.l - PRESENTATION

On appelle construction mixte le mode de construction associant des matériaux différents reliés entre eux en vue de bénéficier des performances de chacun de ceux-ci. Ce concept est très ancien et dès 1 'antiquité différentes constructions ont été réalisées.

Le nombre de couples de matériaux associes ne cesse de croître depuis cette époque (métal/pierre, bois/métal, béton/acier ••• )jusqu'à nos jours avec l'apparition des matériaux dits composites.

En matière de construction de ponts les matériaux concuramment utilisés du fait de leur rapport coOt/performances sont l'acier et le béton.

Depuis la fin du siècle dernier, de nombreuses solutions ont été présentées en ce qui concerne leur association :

liaison continue par adhérence : béton armé, poutrelles enrobées de béton.

- liaison discrète par connecteurs scellements.

construction mixte,

Dans le cas des poutres mixtes, le système de connexion permet, en reprenant les différentes sollicitations existant à l'interface des deux matériaux leur solidarisation.

L'objet de cet te étude bibliographique est de présenter une synthèse des différentes recherches réalisées sur le comportement de différents connecteurs d'ossatures mixtes.

Bien que ne faisant pas stricto sensu l'objet de cette étude, le comportement de structures connectées et des théories de calcul de celles-ci font l'objet d'une présentation succinte ci-après.

- 8 -

II.2 - EVOLUTION DES SYSTEMES DE CONNEXION (voir planche Ici-après)

En 1922 la "Dominion Bridge Compagny of Canada" réalise des 'essais d'éléments de plancher composés de poutres métalliques en I enrobées de béton, et, à cette occasion apparaissent pour la première fois les termes d'interaction et de connexion entre l'acier et le béton.

Ce type d'essais, réalisé jusque vers 1930 a permis de montrer que l'adhérence existant entre les deux matériaux ne pouvait être prise en compte que dans le cas de poutres enrobées soumises à des sollicitations statiques et munies de dispositifs d'ancrage à leur extrémités.

De ce fait, au début des années 1930 les recherches portent sur la définition de systèmes de liaison plus performant et les premiers essais sur connecteurs sont réalisés. ·

La première recherche systématique est due à Voellmy ( 1933, Institut Fédéral pour l'essai des matériaux - Suisse).

Il s'agissait de Connecteurs composés d'une hélicoîde d'axe longitudinal et soudée à son contact avec la membrure supérieure. (dessin I.4.2).

Sur la base des essais push-out réalisés, Voellmy conclue que ce connecteur en spirale est sollicité globalement et après rupture de l'adhérence béton/poutre par des contraintes de cisaillement globales de l'ordre de 180 à 430 psi (1,2 à 3 MPa) et que la résistance du connecteur ne dépend que du diamètre de la barre et de la résistance du béton. L'effort de cisaillement est transmis pour partie directement par la partie inférieure soudée, pour partie par flexion de la barre formant la spirale.

Après les premières études de spirales, les laboratoires européens et américains ont essayé entre 1940 et 1950 d'obtenir des connecteurs plus performants et ont eprouvé :

*

*

*

des barres d'acier à béton armé en forme de crochet ( I .1. 3, I.1.6, I.1.12 ••• ).

des butées réalisées à partir de profilés divers U (dessins I.2).

carrés, T,

des systèmes combinés butées arceaux réalisés à partir des deux types ci-dessus.(dessins I.3).

I1 1 CONNECTEURS DITS SOUPLES I flexible shear connector u PLANCHE I

6

GOUJONS

7 8 9 10

11

I 2 j BUTEES / stiff s·hear connecter 1

1 2 3

J:l J "'"'"'"Ill"'"""' l D. 4 5

D J."""lll'""i!!'"'·'u

[]==il] ~~FORT Li RASANT

I3 CONNECTEURS COMBINES I cembined shear connecter

I 4 j CONNECTEURS CONTINUS A ADHERENCE RENFORCEE

continueus ~ms wtth- strengffïenmg adresion

2 ~------ 3

- 10 -

Les essais de Ros publiés en 1944 et portant sur un système combiné cornière/arceau ont montré que

*

*

La ruine se produit dans les essais statiques sur poutre comme lors des essais push-out, par rupture de béton pour des con­traintes environ 3,5 fois plus élevées que la résistance con­ventionnelle sur cube. En fatigue, la rupture se produisait dans la soudure dans les deux cas.

Les fortes contraintes dans le béton étaient possibles du fait de l'état d'étreinte latérale. Il recommandait de limiter la contrainte dans le béton (calculée en supposant une distribution uniforme) à la fraction suivante de la résistance conventionnelle :

• 55 pour les ponts • 75 pour les bâtiments

Graf 11361 , 11371 trouve des ratios similaires (contraintes de ruptures égale à 1,7 à 3,2 fois la résistance conventionnelle sur cube) et propose une limitation similaire des sollicitations (50% de la résistance conventionnelle sur cube). A son sens, l'arceau ne participe à la résistance du système combiné que pour autant qu'il y ait une déformation suffisante du béton.

Ros 11381 et Graf 11361 ont étudié les possibilités de redis­tribution entre systèmes combinés ("effet de groupe"), le premier avec 3 niveaux de connexion, le second avec 2 niveaux de connecteurs disposés dans le même corps d'épreuve • Les conclusions étaient les suivantes :

- on retrouve globalement les ratios ci-dessus, même en l'absence de dispositif anti-soulèvement

- la raideur et la résistance moyenne par connecteur diminue légèrement avec le nombre de ceux-ci

Compte tenu de la difficulté de réalisation, les laboratoires américains ont recherché à mettre au point un connecteur flexible plus économe en main d'oeuvre.

L'étude a porté au début sur différents connecteurs estimés comme étant flexibles. (U, arceaux, systèmes divers) C'est à ce moment "charnière" que Viest, Siess et Newmark ont produit une intérressante étude de comparaison entre différents types de connecteurs. Puis la recherche s'est axée sur l'utilisation de goujons soudés au départ manuellement jusqu'à l' appari tian du système industriel proposé et commercialisé par Nelson Stud Welding ( NSW). La plupart des études sur ces gouj ans ont été conduites au laboratoire d'ingénierie Fritz pour le compte de NSW et tous les résultats des essais de mise au point réalisés dans ce laboratoire n'ont pas été publiés.

que

*

*

*

*

*

- 11 -

Les études de comparaison des différents connecteurs ont montré

dans le cas où la poutre est dimensionnée en interaction complète, les différences de raideur (très importantes) entre les différents types de connecteurs apparaissaient plus rédui­tes au niveau du comportement d'ensemble de la poutre. L'inci­dence de la raideur du connecteur ne serait pas linéaire : 1901 note que la réduction de raideur a plus d'incidence que son augmentation.

les glissements relevés lors des essais push-out n'étaient re­versibles que pour partie. En ce qui concerne le connecteur en U la partie irréversible s'accroît fortement à partir d'une certaine charge. Viest nomme celle-ci "charge c'ritique" et es­time qu'elle doit correspondre à la plastification du métal du goujon. La charge cri tique se produit pour un glissement résiduel de 0,003 pouces (80 microns) pour les goujons de petit diamètre. Pour les goujons de gros diamètres cette charge n'é­tait pas aussi bien définie et l'on a conservé la référence au glissement de 80 microns ci-dessus.

pour le connecteur en U, la majeure partie de la charge transite par la soudure.

La durée de vie en fatigue d'une poutre isostatique est augmen­tée si l'adhérence béton/membrure n'est pas empéchée (graisse) et est limitée par la résistance des connecteurs d'extrémité (les premiers rompus).

le comportement du connecteur en U 1901 était affectée par la largeur, l'épaisseur de l'aile libre, et la résistance du béton

Les essais systématiques publiés sur les goujons NELSON ont débutés en 1954 à l'Université de l'Illinois et à l'Université Lehigh toutes deux américaines. Les essais ont porté sur des poutres, sur des corps d'épreuve "push-out" sollicités aussi bien de manière statique qu'en fatigue ( l 133 I ' l 139 I ' l 1401 ' l 141 I ) •

La capacité de charge du goujon était évaluée comme étant celle pour laquelle il y a accroissement net des glissements résiduels ,et, quand celle-ci ne pouvait être repérée avec suffisamment de clarté, comme étant la charge pour laquelle le glissement résiduel atteint une valeur forfaitaire (75 microns).

Cette dernière charge paraissait une fonction des dimensions du goujon (diamètre, hauteur) et de la résistance du béton. Les essais sur poutre réalisés par 11331 ont montré que l'interaction était complète pour des charges sur connecteur voisines de la charge utile ci-dessus.

Tableau l - VENTILATION DES ESSAIS REALISES ENTRE 1930 ET 1986

X.Y = X nombre de poutres, Y = nombre d'essais de push-out réalisés

----------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------IHélicoidel Goujons 1 Butées 1 U !systèmes 1 Arceauxlcornièresl Divers 1 Total !Total rela-1 1 1 1 lcombinés 1 1 1 1 ltif (%)-%)

:30-40 1 17-36 1 1 1 1 5.0 1 1 1 22-36 1 15-4

40-50 1 4-lo 1 1 0.1 1 6.47 1 5.23 0.14 1 3.o 1 o.56 1 18-157 1 12-19

50-60 1 1 1-112 1 1 4.0 1 6.8 1 1 1 11-120 1 8-15

70-80 1 1 37-118 1 1 0.40 1 3.56 1 0.12 1 0.4 1 37-230 1 25-27

ultérieur 1 1 20-101 1 1 1 1 1 7. 49 1 27-150 1 20-18 à 80 1 1 1 1 1

7-35 1 1 1 2.44 1 1 19.68 1 28-147 1 20-17 ----------------------------------------------------------------------------------------------------------1

1 1 1 1 1 1 1 1 1 1 1 Total 1 21-46 1 65-366 1 0-7 1 10-87 1 14-87 1 7-58 1 3-12 1 26-177 1146-840 1 100-100 1

1 1 1 1 1 1 1 1 1 1 1 Total 1 1 1 1 1 1 1 1 1 1 1 relatif 1 14-5 1 44-44 1 0-1 1 7-10 1 10-10 1 5-7 1 2-2 1 18-21 1100-100 1 / 1

(%)-%) 1 1 1 1 1 1 1 1 1 1 1 ------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------

1-' 1\)

- 13 -

Chapman et Balakrishnan ont montré, à l' Imperial College que la charge ultime du connecteur constituait un indicateur plus intéressant que la charge critique : la connexion ne devait pas rompre avant la poutre. De ce fait, ils proposaient de limiter la résistance de calcul des connecteurs à 0,8 Que pour le calcul des moments ultimes.

Les goujons ne représentent pas, selon 11081 la solution optimale du fait des coûts et des contraintes d'utilisation car

*

*

Les coûts sont élevés pour la fourniture du goujon, pour l'in­vestissement des pistolets de soudage et leur entretien.

Les contraintes d'utilisation sont importantes :

Il Un transformateur de soudage pèse environ 500 kg et permet le raccordement d'un seul pistolet de soudage. Sur de grands chantiers, le système est trop lent.

- L'équipement de soudage nécessite une alimentation électrique avec une puissance raccordée de 80 kVA qui souvent, surtout sur les chantiers éloignés, n'est pas disponible. En outre, l'installation électrique provisoire nécessaire à l'alimentation électrique sur le chantier revient très cher.

- Pour les tôles profilées, les tôles galvanisées, en cas de protection contre la corrosion des poutres, la liaison par soudage est mauvaise de sorte qu'on peut normalement s'attendre à un pourcentage de défauts de 8 à 12% et que l'on se montre donc plutôt sceptique vis-à-vis de ce système.

- Di verses influences climatiques (température inférieure à + 2°C, humidité relative élevée, temps pluvieux) ne permettent pas le soudage, d'où des retards dans l'avancement des travaux.

- Il arrive souvent que des soudeurs qualifiés ne soient pas disponibles."

Enfin, si les cadences de mise en place sont élevées (120 unités par opérateur et par heure, au maximum maximorum) le nombre d'unités peut être très élevé (jusqu'à 125.000 selon 11651 sur 12 ponts anglais) et ce système peut s'avérer beaucoup plus coûteux que les solutions de connexion pour cornière. (enquête réalisée par le LRN).

- 14 -

De ce fait, se développent dans différents pays et depuis 1980 environ, des recherches en vue de diminuer les inconvénients ci-dessus voire remplacer ce type de connecteur :

- Au Liechstenstein, la Société HILTI étudie et vend un connecteur en cornière destiné au bâtiment et mis en place par cloutage.(dessin 1.1.11).

- Au Japon, l 'uni ver si té de Kobé et un lamineur ( Sumi to métal Industries) étudient un profilé à membrure embossée.

- Au Japon l'université étudie le couplage ferraillage transversal/connecteur.

- En Italie, l'université de Trieste étudie la découpe et pliage de l'âme du profilé pour réaliser la connexion.

- Aux U.S.A. sont étudiés des groupes discrets de goujons mis en place au travers de bacs aciers, en bâtiment, et en vue de réaliser des poutres à âme discontinue permettant une réduction des hauteurs de plancher par intégration des tuyauteries dans l'âme (Stub Girder, Framing System)

- En U.R.S.S. apparaissent sur de nouveaux ponts des groupes discrets de connecteurs réalisés à partir d'arceaux et constituant des éléments de forte puissance.

- En Allemagne est étudiée la connexion par boulons à haute résistance.

- Enfin, en France, outre notre étude sur la compréhension du fonctionnement des connecteurs et plus particulièrement le connecteur en cornière, des études particulières ont été réalisées sur les butées arceaux dans le cas d'un pont prototype et d'autres sur les goujons auto foreurs en vue dans ce cas d'une utilisation en bâtiment.

La diversité des recherches réalisées montre qu'il n'existe pas de connecteur idéal et qu'il demeure un besoin de compréhension du fonctionnement des différents connecteurs.

Les tableaux en annexe n°2 donnent la liste des essais réalisés et la nature de ceux-ci.

If .3 - EVOLUTION DES DlffERENTES THEORIES DE FONCTIONNEMENT DES POUTRES MIXTES

Dans une première approche, Andrews ( 1912) on a considéré que l'acier et le béton restaient liés par adhérence. De ce fait, les sol­licitations internes étaient calculées avec les hypothèses classiques de la résistance des matériaux.

- 15 -

Cette première approche s'avérait expérimentalement suffisante, au moins jusqu'à rupture de l'adhérence. Pour reprendre les sollicita- tians au delà de ce seuil, des connecteurs ponctuels ont été utilisés ultérieurement. Le modèle d'Andrews s'avérant inutilisable pour ces niveaux de sollicitations, plusieurs théories élastiques ont été proposées (Stüssi 1947, Granholm 1949). La plus connue est celle de Newmark (USA, Université de l'Illinois, 1951) dont les principales hypothèses de base sont les suivantes

- continuité de la liaison acier/béton - le glissement à l'interface acier/béton en un point donné

est proportionnel à l'effort de cisaillement en ce point.

Ce modèle s'avérait suffisant pour les charges de service, et trop approximatif pour les charges élevées, ceci étant plus particulièrement du à l'hypothèse de la linéarité de la courbe charge/glissement relative aux connecteurs.

Cette théorie a fait l'objet d'une vérification :

3 poutres étaient éprouvées, la longueur de la dalle représentant 10 fois son épaisseur, et la portée 3 fois la largeur de la dalle.L'interaction n'était pas loin d'être complète. On concluait que la théorie était valide et que les courbes charge/glissement notées lors de l'essai push-out étaient très voisines de celles relevées sur poutres. (l'on notera que les sollicitations imposées aux connecteurs restaient faibles et le comportement du connecteur pouvait être qualifié de linéaire en fonction de la charge appliquée).

Newmark propose dans cet te étude les notions d'interaction et de degré d'interaction.

L'interaction totale ou complète (entre la poutre et la dalle) est définie par l'absence de glissement entre les deux matériaux. Dans ce cas, la poutre mixte se comporte de façon monolithique et ce cas représente une limite supérieure en résistance, et inférieure en déformation et flèche.

L'absence d'interaction est caractérisée par le libre glissement de l'acier et du béton. Ceci représente la limite inférieure en résistance, et supérieure en déformation et flèche.

L'interaction partielle est obtenue dans le cas de poutres munies de connecteurs mécaniques souples où il y a toujours glissement entre la dalle de béton et la poutrelle métallique impliquant une discontinuité de déformation à l'interface acier-béton.

INTERACTION 1 PLANCHE II L

DEFLEXIONS POUR DIFffRENTES VALEURS DE 1 le

o/.,/P

Lt2

GLISSEMENTS LE LONG DE LA POUTRE POUR DIFFERENTES VALEURS DE 11 c

1 Ir:= oo (int~a r:tion tata te J 1/r:: 80

1/r: = 20 -::.--.;:~-1lc=13

~-""""~~-1/r::10

L/2

1 COMPRESSION OU BETON LE LONû DE LA POUTRE POUR DIFFERENTES VALEURS DE 1/c

faite.

- 17 -

Les valeurs des déformations et flèches sont comprises entre les valeurs des deux cas précédents.

La planche II extraite de 171, illustre ces notions dans le cas d'une poutre mixte de 6 m de portée soumise à un effort centré unitaire et donne l'allure de la flèche, du glissement et de la compression dans le béton le long de la poutre pour différentes valeurs du degré d'interaction l/C.

Le degré d'interaction est une fonction de différentes caractéristiques géométriques de la partie métallique et du hourdis béton et caractérise le niveau d'indépendance de ces deux matériaux.

Après Newmark, Siess et Dai (USA, Université de l'Illinois, 1967) présentaient un modèle de comportement pour des états élastiques et plastiques basé sur les considérations suivantes :

- la liaison acier/béton est discrétisée - la courbe charge/ glissement est décomposée en plusieurs

droites.

Aucune comparaison avec un modèle expérimental n'a toutefois été

Chapman et Yam proposeront en 1968 un modèle analytique élasto-plastique prenant en compte une relation logarithmique entre l'effort appliqué et le glissement. Cette analyse a été utilisée partiellement pour l'élaboration du code anglais CP 117.

Hallam (Australie) développera (en 1978) un modèle prenant en compte une loi de comportement du connecteur dépendante de l'histoire du chargement. Un modèle de ce type sera développé par Behr et Seddik au LCPC pour le cas de matériaux élastiques-plastiques.

Roderick (Université de Sidney) développera le modèle Chapman-Yam en y incluant une fonction polynomiale pour la courbe charge/glissement ainsi que les effets des déplacements résiduels.

Le dernier modèle de calcul développé est celui de Aribert-Labib repris ensuite par Aribert-Abdel-Aziz. Ce modèle prend en compte des lois de comportement des matériaux très fines ( élasto-plastique écrouissable pour l'acier, loi non linéaire pour le béton) mais ne concerne que les chargements monotones croissants.

- 18 -

CALCUL A L'ETAT LIMITE-ULTIME

Lors d'essais de poutres mixtes dotées de connecteurs "flexibles" (goujons) on a constaté qu'une redistribution s'opérait au voisinage de la charge ultime et que tous les connecteurs étaient à ce niveau de charge également sollicités.

De là est apparue la notion de connexion adéquate (ou totale).

Une connexion est totale si la résistance de la poutre n'est pas augmentée par addition de connecteurs supplémentaires.

Les théories concernant l'état limite-ultime peuvent être classées en deux catégories

*

*

- celles basées sur l'équilibre statique des efforts internes

- celles considérant en plus la répartition des dé for­mations.

Les premières sont basées sur l'hypothèse de la plastification totale de chaque matériau dans la section.(matériau idéalement élastique/plastique) • Simples, ces théories donnent la limite inférieure de la résistance globale car ne prenant pas en compte l'écrouissage de l'acier. Dans le cas de butées trop petites (induisant dans ce cas une rupture fragile) ces théories surestiment la capacité portante.

Les secondes ont été proposées en premier par Stüssi qui sup­posera que la réparti tian des déformations était continue et linéaire dans l'ensemble de la poutre mixte.

Le tableau II récapitule les différentes théories proposées.

- 19 -

TABLEAU Ii - THEORIES DIVERSES DU CALCUL DES POUTRES MIXTES

=============================================================================================================================== 1 DATE 1 AUTEURS - PAYS !Réf. 1 Hypothèses principales (outre celles de Méthode de résolution 1 1 1 1 1 la théorie de l'élasticité) 1 1 1-----------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------1 1 1912 !Andrew (GB) 1 l 1- béton tendu fissuré 1 1 1 ! Interaction totale 1 1- planéité des sections déformées 1 1 1 !poutres enrobées 1 1- pas de glissement à l'interface acier/béton 1 1 1 1 1 1 (adhérence acier/béton non rompue ) 1 1 1-----------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------1 1 1947 IStüssi (D) 1 160 1- connecteurs de comportement élastique 1 Calcul de la répartition des efforts 1 1 !Interaction partiel-! 1 linéaire Ide cisaillement par un système d'é- 1 1 Ile 1 1- pas de soulèvement à l'interface acier/béton lquation linéaire (l par connecteur) ré-1 1 1 1 1 1 solution par la méthode des différences 1 1 1 1 1 !finies. 1 1-----------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------1 1 1949 IGranholm 1 161 1- connexion continue !Equation différentielle résolue par 1 1 fpoutrea composites 1 1- glissement proportionnel à la contrainte de !différences finies. La résolution est 1

1 l(en bois) symétri- 1 1 cisaillement. !donnée pour des systèmes isostatiques 1 1 lques par rapport au 1 1- pas de décollement entre les différentes !(poutre et console) 1 1 fplan médian. 1 1 couches 1 1 1-----------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------1 1 1952 fNewmark (USA) 1 162 1- connexion continue !Equation différentielle du 2ème ordre 1

1 !Interaction partiel-! et 1- glissement proportionnel à la charge transmi-ldont l'effort de cisaillement et sa ré-1 1 f le 1 5 1 se 1 partition sont les inconnues. Résolu- 1 1 1 1 1- pas de décollement à l'interface acier/béton ftion par différences finies. 1 1 1 1 1- matériaux de comportement élastique linéaire 1 1

1-----------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------1 1 1967 ISiess Dai (USA) 1 1- matériaux élastiques-plastiques 1 1 1 1 1 1- connexion discrète 1 1

1 1 1 1- loi de comportement du connecteur multi-liné-I 1 1 1 1 1 aire. 1 1

1-----------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------1 1 1968 IYam-Chapman 1 1- matériaux élastiques-plastiques 1 1 1 1 1 1- loi de comportement du connecteur logarithmi-1 1 1 1 1 1 que. 1 1

1-------------------------------------------------------------------------------------------'-------------------------------- -1 1 1978 IHallam (AUS) 1 117 1- matériaux élastiques linéaires 1 1 1 1 1 1- résistance nulle du béton à la traction 1 1 1 1 1 1- égalité des courbures 1 1 1 1 1 1- la courbe de comportement du connecteur dé- 1 f 1 1 1 1 pend de l'histoire du chargement. 1 1

1-----------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------I 1 1980 1 Seddik-Behr (f) 1 1- connexion discrète 1 f 1 !Interaction partiel-! 1- pas de décollement (égalité des courbures) 1 1 1 l le 1 1- gliseement non linéaire 1 1 1 1 1 1- chargement non monotone croissent. 1 1 1 1 1 1- matériaux élastiques puis parfaitement plas- 1 1 1 1 1 1 tiques. 1 1 1 1 1 1- béton tendu non pris en compte. 1 1 1-----------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------1 1 1985 IAribert-Abdel-Aziz 1 1- chargement monotone croissant 1 1 1 1 ( f) 1 73 1- planéité des sections pour l'acier et le bé- 1 1 1 1 1 1 ton 1 1 1 !Interaction partiel-! 1- connexion discrète 1 1 1 Ile 1 1- loi de comportement du connecteur non linéaire f 1 1 Calcul jusqu'à l 'é- 1 1- deformée dO à l'effort tranchant négligé et 1 1 1 tat ultime. 1 1 et fluage non pris en compte. f 1 1 1 1- possibilité de décollement à l'interface 1 1 1 1 1 acier/béton 1 1 1 1 1- matériaux élasto-plastiques écrouissables 1 1 1 1 1 (y compris acier des armatures) • 1 1 1 1 1 1 ===============================================================================================================================

- 20 -

III - ESSAIS REALISES I

Les essais de cisaillement réalisés en vue de représenter le comportement d'un connecteur appartenant à une poutre sont nombreux.

Grossièrement, ils peuvent être classés en 5 catégories (voir planche III.l)

push-out l 136 I , l 167 I Cet essai tend à représenter le fonctionnement de la connexion d'une poutre, les dalettes de béton simulant le hourdis et le profilé, la poutre. Comme le montrent les croquis de la planche, les formes retenues ont été diverses ainsi que les conditions d'appui des dalet tes ( platre au contact dalet te/plateau de la presse, liaison des dalettes par des armatures ••• ) De même, diverses natures de contact connecteur/béton ont été étudiées (voir dessin issu de 11281).

- double push-out (ou essai de cisaillement bisymétrique réalisé sur une dallette tendue ou comprimée) (11211, l 1361)

- push-off 11361, se rapprochant d'un cisaillement pur par diminution de l'excentricité.

- push-around ou cisaillement giratoire l 121 I , essai se rapprochant des conditions réelles de sollicitation d'un connecteur d'une plaque mixte par exemple

- push-in 1321, l3ül.

Pour chacune de ces catégories, des dimensions différentes du corps d'épreuve ont été utilisées ainsi que différentes conditions d'interface et l'on peut se poser les questions suivantes :

*

*

*

*

Comment comparer ces essais entre eux ?

Quel est le degré de représentativité de ces essais ?

Quelles sont les incidences des différents paramètres ( géomé­triques, mécaniques ••• ) sur les résultats obtenus? Quelle est la façon optimale de tester un connecteur ?

III.! - COMPARAISON DES DIFFERENTES CATEGORIES D'ESSAIS

Dans l'essai push-out on peut penser que le plateau de la presse limite les possibilités de soulèvement au moins à son voisinage, ce qui n'est pas le cas dans l'essai double push-out (DPO).

Teraskiewicz 11631 compare les corps d'épreuves de ces deux types ne différant que par la longueur de la dalle et le type de sol­licitation (les connecteurs étudiés étant des goujons 19 x 102).

- 21 -

A charge donnée, les glissements et soulèvements sont plus im­portants dans l'essai DPO. La charge ultime expérimentale (Que) y est beaucoup plus faible (moitié environ, voir courbes l 163 I planche III.l).

Le mécanisme de sollicitation y est différent. l 136 I indique qu'il se forme une bielle de compression de largeur beaucoup plus réduite que dans l'essai push-out. l 21 I indique que le mécanisme de ruine n'est pas conforme à celui observé sur poutres.

Compte tenu du peu de représentativité, l'essai DPO n'a plus été réalisé.

On peut penser que l'excentricité est mieux connue dans l'essai push-off et que cet essai est plus pur.

Les données présentées dans l'étude de Teraskiecwicz l 136 I permettent une comparaison push-out/push-off à l'aide de l' in­dicateur charge/glissement (planche III.l). On constate que la réponse des deux types de corps d'épreuves est identique pour une valeur de charge de l'ordre de 0, 6 Que ( 9t sur le graphe) • Au delà de cette charge, les glissements croissent de manière très importante dans l'essai push-off.

D'autre part, la figure 1181114 - planche III.3 - montre que l'excentricité de l'effort (jusqu'à une certaine valeur ne mo­difie que peu la charge ultime (dans le cas de dalles à renformis).

Cet essai n'a plus été réalisé par la suite, peut-être à cause de sa complexité et de la similitude des résultats obtenus avec ceux de l'essai push-out.

La difficulté d'obtenir deux dalles de béton présentant des résistances quasi identiques avait amené, entre autres, à la réalisation d'essai push-in.

En fait, dans ces essais, deux connecteurs sont testés de manière simultanée dans la même masse de béton, ce qui pas~ des problèmes de fonctionnement et d'interprétation.

Ces derniers essais présentés à titre indicatif, n'ont été réalisés qu'en un petit nombre d'exemplaires.

- 22 -

On peut penser que l'essai de cisaillement giratoire (push-around) est plus représentatif de la réalité des sollicitations d'un connecteur (goujon) d'une plaque mixte.

En effet, sur les dalles mixtes ou poutres mixtes, l'effort de cisaillement varie en intensité mais aussi en direction suivant la proximité du point d'impact de la charge par rapport au connecteur. De ce fait, Clarke 11211 propose ce type d'essai, pour des goujons 13 et 19 mm.

L'intensité de l'effort varie suivant l'angle d'attaque (voir planche 111.1), les valeurs extremales (min, max) étant appliquées respectivement à chaque quart de tour.

Si l'on considère que l'on peut comparer les deux endommagements suivants

* Celui produit dans un essai classique pour une charge passant de Qmin à Qmax.

* Celui produit sur un quart de tour lors de l'essai de cisaillement giratoire d'amplitude variable.

Alors, l'auteur signale que ce dernier essai est plus sévère que le premier : pour une configuration donnée, la durée de vie serait à titre d'exemple réduite d'une facteur 10. Toutefois, les résultats des essais classiques (push-out) de fati­gue peuvent être pris en compte si l'on utilise la notion d'ampli­tude équivalente de cisaillement (dont les valeurs sont spécifiées dans 11211. De ce fait, ce type d'essai ne présente pas un intérêt majeur.

On conclut que sur l'ensemble des catégories d'essais envisagés, c'est l'essai push-out qui est considéré communément comme étant le plus représentatif.

Quel est sa représentativité par rapport au fonctionnement du connecteur dans une poutre ?

III.2 - COMPARAISON PUSH-OUT/POUTRE

Quelques objections sont souvent faites à l'encontre de la re­présentativité de l'essai push-out.

l) La dalle est contrainte sur toute sa largeur, ce qui n'est pas le cas dans l'essai push-out pour lequel la dalle n'est sollicité qu'au droit du connecteur.

- 23 -

En fait, les efforts de cisaillement sont maximaux au droit des appuis (poutres isostatiques) ou au droit des points d'inflexion. Dans les deux cas, le béton est peu sollicité et dans ces condi­tions, l'essai push-out est assez bien représentatif. Les essais réalisés par Teraskiewicz 11631 sur des corps d'épreu­ves push-out et pour des goujons de 19 mm montrent que les résul­tats sont peu affectés par la compression de la dallette.

2) La taille de la dalle et la quantité de ferraillage peuvent être dif­férents dans l'essai push-out et dans la réa li té. Ceci né ces si te une définition correcte de la géométrie du corps d'épreuves.

3) Le nombre de sections connectées est différent : une seule dans le cas de l'essai push-out. Ceci pose la question de l'effet de groupe qui est traité plus loin.

4) La flexion transversale, qui tend dans le cas des poutres de rive, à comprimer la base du connecteur n'est pas bien représentée dans l'essai push-out.

Au vu des essais que nous avons réalisés nous estimons que cette com­pression tend à renforcer l'état d'étreinte latérale ce qui améliorerait les performances du connecteur.

Comparaison des courbes charge/glissement

Les courbes charge/glissement définies lors des essais push-out et celles déduites à partir des essais de poutre sont identiques selon l 5 1 ' 1 8 I ' 1 90 1 •

Comparaison des charges limites ultimes

raisons Cette comparaison n'a pas été réalisée en détail pour plusieurs

la plupart des essais push-out ont été réalisés en effort et non à déplacement contrôlé, de ce fait, les courbes charge/glissement ne sont connues que pour partie.

- La répartition des efforts entre connecteurs d'une poutre sollicitée à l'état limite ultime n'a jamais été mesurée mais à été estimée sur la base de quelques mesures.

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Comparaison des déformations d'un connecteur

17 I indique que la répartition des déformations sur un U appartenant à un corps d'épreuve push-out ou à une poutre (dimensionnée en interaction totale) ont même allure.

L'allure des déformations mises en évidence par 1191 sur un ouvrage sont qualitativement comparables à celles relevées lors d'essais push-out.

Comparaison des soulèvements

Les ratios soulèvement/glissement définis lors d'essais push-out et lors d'essais de ponts sont voisins ou identiques 1541.

Représentativité de l'essai push-out en fatigue

Pour un pont isostatique, les connecteurs en extrémité sont soumis à des efforts de même sens au passage des surcharges alors qu'en partie centrale, ils sont soumis à des efforts al térnés, et 1' amplitude du cisaillement y est supérieure au cisaillement maximal (voir ligne d'influence de l'effort tranchant). Le long de la poutre l'amplitude de cisaillement ne varie que très peu alors que la valeur maximale évolue fortement.

Ces sollicitations de ni veaux et d'amplitudes différents peuvent être prises en compte lors de l'essai push-out de fatigue.

La figure 13 l 116 I (planche III. 2) présente une comparaison de courbes de Woehler pour des gouj ans appartenant à des poutres ou à des corps d'épreuves push-out.

Dans les poutres, les efforts sont calculés en interaction complète et il n'est donc pas tenu compte de la redistribution des efforts.

Mainstone constate que les deux domaines d'existence des courbes de Woehler se recoupent et il conclut que les résultats d'essais push-out sont plutôt pessimistes par .rapport à ceux tirés des essais de poutres.

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King, Slutter, Driscoll, cités par 11181 admettent que la rupture par fatigue de goujons sollicités par essai push-out est très légérement plus précoce que celle observée (à sollicitations égales), sur poutres. Culver et Caston font la même observation pour des connecteurs en U, la différence push-out/poutre étant plus marquée.

On conclue que dans les conditions étudiées, l'essai push-out statique rend bien compte du comportement du connecteur dans une poutre sollicitée de manière monotone et croissante. En fatigue, cet essai ne représente pas trop mal, compte tenu de la dispersion relative à ce type d'essai, la réalité de la fatigue d'un connecteur d'une poutre.

III.3 - INFLUENCE DE DIFFERENTS PARAMETRES

Adhérence - frottements

L'incidence de l'adhérence béton/membrure est importante. Selon 121 au moins 20% des efforts appliqués sont repris de cet te façon si la membrure n'est pas graissée. Selon 17 I , à charge donnée les glissements sont réduits d'au moins 30% (voir planche lll.2 - figure 11817).

Du fait de la présence de soulèvements à l'interface acier/béton l'adhérence n'intervient que pour les charges extrémement faibles.

Différents systèmes ont été employés pour empécher l'adhérence membrure/dalle: huile de décoffrage, peinture bitumineuse 1321.

Qualité du contact connecteur/béton

L'importance de ce paramètre est faible - voir fig. l 18 l 7 planche II l. l 8 I indique que cet effet est quasiment nul dans le cas de la présence de colle à jauge disposée en partie courante du connecteur.

Conditions de contact dalle/plateau de la presse.

L'Eurocode n°4 basé sur les standarts britanniques BS 5400 propose de mettre en place une couche de plâtre ou une base rigide.

Les auteurs de 1501 ont utilisé une plaque d'élastomère (néoprène) de 4mm d'épaisseur recouverte d'une feuille de carton; l 9 I attribue des écarts de 10% sur la charge limite ultime du fait que les plateaux de la presse ont été graissés.

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Oehlers a fait une étude complète du problème montrant que l'incidence des conditions de contact dépend en fait de la géométrie du système : quand le ratio longueur du connecteur/longueur de la dalle est de l'ordre de 0,2 pour une longueur de dalle supérieure à trois fois sa largeur, alors la distribution des déformations est quasi indépendante des conditions de contact dalle/plateau de la presse.

Les figures 13 et 14 données par 11841 de la planche III.3 montrent l'effet de l'excentricité de l'effort extérieur.

Incidence d'une compression extérieure de la dalle

Teraskiewicz l 163 I a appliqué lors d'un essai push-out une con­trainte de compression constante sur chaque dallette et égale à 1/6 et 1/12 de la résistance conventionnelle du béton définie sur cube, lors d'essai push-out sur connecteurs goujons 19 x 102 pouces. Il conclue que dans ce cas les contraintes extérieures appliquées n'ont aucune incidence ni sur la courbe charge/glissement ni sur la courbe charge/soulèvement. Par contre, la charge ultime diminuerait de 15 à 13,8 t soit 10% environ par application de cet effort extérieur de compression.

L'application d'un effort extérieur de traction ne modifie pas la charge limite ultime d'un goujon sollicité dans un essai push-out 1221.

Incidence de l'histoire du chargement 11701

La figure 24, planche III.3 montre que les courbes charge/glis­sement obtenues pour un chargement monotone croissant et pour un chargement discontinu peuvent être superposées.

Nota - répétabilité de l'essai push-out

Suivant les résultats obtenus par l 5 I l'essai push-out apparait comme un indicateur fidèle, l'écart sur les charges limites ultimes cons­tatées sur un même groupe de corps d'épreuves ne dépassant pas 7% (très exceptionnellement 15%).

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IV - CHARGE LIMITE ULTIME EXPERIMENTALE <Que) I

L'objet de ce chapitre est d'étudier les paramètres influant sur la charge limite ultime. Celle-ci est définie communément comme étant la plus élevée rencontrée au cours de l'essai. Elle ne correspond donc pas à la limite de reversabilité ou à la charge maximale .obtenue en fin d'essai pour une histoire donnée de chargement.

rv.1 - MODES DE RUPTURE

Plusieurs modes de rupture sous sollicitations statiques peuvent être envisagés.

Mode l : rupture par le béton. Ce mode peut se décomposer en sous modes : ruptures par écrasement local, (conjugué ou non au cisaillement du béton), rupture par fendage de la dalle, ruptu­re mixte.

Mode 2 : rupture par l'acier : cisaillement du corps du con­necteur, cisaillement de la soudure.

Mode 3 : rupture mixte : déformation excessive de l'acier en­trainant une concentration accrue des contraintes dans le béton puis le rupture dans celui-ci.

Le mode de rupture dépend de la "raideur" relative con­necteur/béton, Rr.

* Pour les connecteurs très raides (ou Rr élevé) la rupture se produit en mode 1. A titre indicatif, dans le cas de membrures embossées l 1881 la rupture par cisaillement intervient quand le ratio surface horizontale de la membrure/surface frontale des butées est inférieur à 9. Pour une valeur plus forte de ce ratio, la ruine se produit par écrasement local du béton, au droit de l'embossement.

Cette rupture par cisaillement s'accompagne de déplacements très faibles, 3 à 4 fois inférieurs à ceux introduits par l'é­crasement du béton en pied de connecteur selon 11681

La contrainte dans le béton que l'on peut calculer pour des butées sollicitées au voisinage de la charge de rupture est de l'ordre de 2, 5 fois celle déterminée expérimentalement par des essais sur cylindres.

*

*

- 28 -

Pour des connecteurs très souples ( Rr faible) : la rupture se produit dans l'acier. A titre d'exemple, ce mode de rup­ture a été obtenu sur des cornières disposées dans une dalle de béton à hautes performances (essais du LPC NANCY), et sur des goujons 11701 ,151 •

Pour des connecteurs "intermédiaires" (Rr moyen)

Cet te catégorie concerne les U qui, observés après rupture font apparaître 181 , 11681 un écrasement local du béton à la base et une déformation importante de l'aile libre du connecteur. La fissuration des faces de la dallette précède cette rupture.

Ce type catégorie concerne aussi les goujons. Sur la base des photos présentées par 11701 on retrouve les mêmes indi­cations que ci-dessus (voir planche IV.l FIGURE 1 11701). La déformation du goujon LAl est plus importante que celle du goujon LEZ (résistances de béton différentes).

Ainsi le mode de rupture dépend essentiellement de la raideur relative connecteur/béton.

IV.2 - INCIDENCE DES DIFFERENTS PARAMETRES GEOMETRIQUES

Incidence de la présence d'un renformis

Dans les domaines de géométrie étudiés, la présence d'un renformis ne mo­difie pas fondamentalement la valeur de la charge limite ultime Que.

Ainsi

*

*

181 indique que du fait de l'augmentation de l'excentrici­té, (présence d'un renformis,) Que chute de 6,5% (valeur du même ordre que la dispersion sur la valeur de la charge.

l 181 I indique que l'incidence de l'augmentation de la lar­geur du renformis (10 à 17 cm) n'augmente que peu (10%) Que. (voir planche III.3). Par contre, l'augmentation du nombre de cadres verticaux (2 à 9) se traduit par une forte augmentation (25%) de cette charge.

Un nervurage longitudinal (exemple : bac acier disposé transversalement à la poutre) réduit notablement la charge ultime (voir les essais réalisés sur goujons et bacs)

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Incidence du ferraillage

La mise en place d'un ferraillage hélicoïdal (diamètre de cintrage 50 mm, pas 25 mm) augmente fortement la résistance ultime d'un goujon :

- 30% selon 11651 pour des goujons 19 x 75 - 20% selon Sattler cité par Janss 11071 •

Le ferraillage de la dallette intervient l 22 I sur Que mais aucun essai comparatif n'a été réalisé (hormis les études de Oehlers, en cours). Les connecteurs Robinson, les butées arceaux, les cornières, sont dotés de filants. Seul 12 I a tenté une première analyse de leur rôle vis à vis de la rupture : il constate que les filants constituent un encastrement limitant les déformations du connecteur et améliorant la résistance à la rupture.

Incidence de la présence d'un dispositif anti-soulèvement

L'incidence de la présence ou l'absence de la membrure horizontale d'un U est décrite dans le paragraphe "sens de sollicitation".

Teraszkiewicz 11631 a montré pour des essais double push-out (ou la liber té de soulèvement est plus grande) que l'absence de tête pour un goujon 19 x 102 réduisait la charge limite ultime Que d'environ 15% ( 25% pour des essais push off).

Incidence de la géométrie du connecteur

Pour des connecteurs peu hauts, (en U ou en Z) Que est fonction linéaire de la largeur (fig 15119 planche IV.l) et de l'épaisseur de l'aile libre (fig 15117 de la même planche et pour un plat de 2,5 cm de haut)

Epaisseur de la membrure

La réglementation 11041 , 11071 fixe des épaisseurs minimales mais aucune étude n'a été faite sur l'incidence de ce paramètre sur Que.

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IV.J - INCIDENCE DE LA QUALITE DES MATERIAUX

Incidence des caractéristiques mécaniques de l'acier

Selon l 18 I , si la limite élastique du goujon diminue et que la contrainte de rupture reste constante, alors il n'y a aucune modification de Que.

l 21 I a réalisé une étude comparative relative au modes de soudage : soudage traditionnel/soudage par étincellage pour des gouj ans. Les paramètres et procédures de soudage ne sont pas définies, mais il annonce que Que est plus élevée ( 20% environ) dans le cas de soudure manuelle du fait d'une meilleure résistance du métal dans la zone de soudage.

Incidence de la résistance du béton (Re)

Quel que soit le type de connecteur étudié, goujon, butée, arceau, U, chevilles, la résistance ultime est fonction de la résistance du béton. Cette incidence est d'autant plus marquée que le connecteur est rigide : la figure 144112, planche IV.2 montre que l'incidence de la résistance sur Que est plus importante sur un connecteur l" x 4" que sur un connecteur 3/4"x4". D'autre part, on peut déduire le même type de résultat de la figure 14417 figurant planche IV.J. En effet, les relations entre Que et Re sont :

Que = (KdaN)

Que = (KdaN)

0,357 Re + (MPa)

0,200 Re + (MPa)

11,4 pour la butée arceau 102 x 25

10 pour la goujon 25 x 102 (l "x4")

On retrouve ce résultat sur la planche IV.4 représentant l'analyse statistique d'une centaine d'essais push-out, analyse réalisée par Oehlers à l' université de i'iarwick sur des gouj ans de 13 mm, 16 mm, 19 mm, l 22 I précise même que pour des goujons de 8mm de diamètre Que est indépendante de la résistance du béton.

La planche IV. 4 (figure du bas) présente une comparaison de l'incidence de la résistance du béton sur la charge limite ultime expérimentale pour différents types de connecteurs étudiés par 1441.

IV.4 - INCIDENCE DU MODE DE CHARGEMENT

Incidence du sens de sollicitation

Pour les connecteurs inclinés : arceaux, Robinson, l'application d'effort en sens inverse introduit une réduction importante de Que, respectivement 25% et 70%.

- 31 -

En ce qui concerne les U cette réduction est plus réduite, environ 15% selon 1441 pour des connecteurs de 75 mm de haut. En d'autres termes, la résistance du U est environ 15% supérieure quand les membrures sont tournées dans le sens opposé à la poussée (voir planche IV.5)

En ce qui concerne les sollicitations multiaxiales appliquées à un goujon 1221 propose la courbe d'interaction suivante :

Que = Qo Que

Qo Tu

=

= =

Tu/h charge limite ultime quelle que soit la direc­tion de sollicitations. charge ultime en cisaillement simple. Effort maximal de traction dans le goujon.

Incidence de la vitesse de mise en charge

Thür limann ci té par l 901 estime que la vitesse de chargement intervient au voisinage de la charge limite ultime et justifie les écarts constatés sur celles-ci.

Incidence de l'excentricité de l'effort

11811 a étudié l'effet de l'excentricité sur Que en faisant varier au maximum celle-ci. La variation de la charge limite ultime obtenue était de l'ordre de 50%.(voir ci-avant).

Incidence de la présence d'un effort extérieur

l 22 I a réalisé des essais push-out sur des dallet tes tendues et montre qu'il n'y a pas, dans la gamme étudiée, de relation entre les ré­sistances ultimes et la tension de la dalle. La résistance ultime Que serait plus influencée par des effets locaux autour du goujon (vides, fissuration, ••• ).

IV.5 - RESULTATS EXPERIMENTAUX

Dispersion des résultats

Selon l 93 I , qui a travaillé sur 125 essais push-out de configu­ration quasi identiques et réalisés par différents laboratoires sur gou­jons, le coefficient de variation de Que est de l'ordre de 8%.

11701 a réalisé 48 essais pour tester 16 configurations différentes, l'écart moyen entre essais d'un même type a été trouvé de 6,8% de la valeur de Que max. et conclue que la charge limite ultime est connue à plus ou moins 3,4%.

- 32 -

V - GLISSEHENTS /

Le glissement caractérise globalement la réponse d'un connecteur à une sollicitation donnée. Il a fait l'objet d'un relevé systématique, ce qui n'est pas le cas du soulèvement. La quasi totalité des essais réalisés ont été pilotés en effort, de ce fait la courbe charge/glissement n'est pas connue en totalité, le glissement à rupture n'etant que rarement donné.

V.l - INCIDENCE DE DIFFERENTS PARAMETRES GEOHETRIQUES

L'augmentation de hauteur du connecteur entraine une diminution des glissements, 181 ,1131 • Ceci est d'autant plus marqué que la résistance du béton est faible.

La diminution des glissements reste toutefois modérée :

*

*

Pour un goujon de 22 mm, les charges (à glissement don­né) sont inférieures de 8% pour un ratio hauteur/diamè­tre de 3,3 par rapport à un corps d'épreuve disposant d'un ratio de l selon 1181 •

Pour un U quand la hauteur passe de 7,6 à 12,7 cm, le glissement à charge donnée est réduit dans un rapport de 1,6. selon 171. L'augmentation de la hauteur entrai­nant une augmentation des autres dimensions du con­necteur, le ratio ci-dessus est une valeur maximale.

L'augmentation de la largeur se traduit par une réduction des glisse­ments. Dans les domaines étudiés, la fonction liant les deux paramètres serait linéaire (voir planche V .1 fig l 5 I 19) et l 7l16. Pour certains connecteurs il y aurait même proportionnalité.

Il en est de même avec l'épaisseur de l'aile libre : le glissement à charge donnée est une fonction linéaire de cette épaisseur l 5 I , 171 , voir figure 171 13, et figure 181 12.

Une augmentation de l'épaisseur de l'aile soudée augmente la rai­deur du connecteur. Il n'a pas été réalisé d'essais portant exclusivement sur ce paramètre dans les études de Viest et Siess sur des U et il n'est pas possible d'avoir des données quantitatives. Nous présentons toutefois quelles allures générales (figure 18115.)

On trouve la même conclusion dans 11881 où, quand le ratio surface de butée du connecteur/ surface de contact (de frottement) membrure/béton augmente, la capacité de déformation diminue. On peut toutefois mentionner avec 17 I que l'effet d'une variation de l'épaisseur de l'aile soudée se fait moins sentir lorsque l'âme est moins épaisse.

- 33 -

Le renformis interviendrait légèrement ou pas selon les auteurs (respectivement l 181 I et l 159 I . Selon le premier, pour une valeur fixée du ratio de charge Q/Que, plus le renformis est important en largeur, plus le glissement diminue. Le second a montré, pour des goujons coudés de 57 mm de haut que la présence d'un renformis ne modifiait pas la courbe charge/glissement (dalles étudiées = rectangulaire 152 x 500, trapézoïdale (152 + 76) x 500). 181 montre qu"il en est de même pour une dalle de 177 x 610 et (177 + 63) x 610, (connectée par des U de 102 mm de haut) même pour différentes resistances de béton (20, 40 MPa).

L'incidence de la présence d'une cavité en pied de connecteur est particulièrement importante. Selon les essais réalisés par l 301 sur une goujon de 16 mm de diamètre la raideur du connecteur, prise comme étant la pente moyenne de la courbe charge/glissement, est divisée par 3 quand la hauteur de la cavité, de forme conique, passe de 0 à 30 mm.

Dans un groupe de 2 connecteurs Robinson, la présence de filants permet une solidarisation des deux niveaux de connecteurs et de ce fait une augmentation de la raideur d'ensemble d'environ 30% selon les courbes tra­cées par 141. Les glissements résiduels sont réduits du même fait.

La présence d'un ferraillage à proximité du connecteur modifie for­tement la charge limite ultime mais peu la courbe glissement fonction du chargement relatif (G = f (Q/Que), voir les résultats de 1651 pour des goujons 19 x 75).

On peut déduire quelques indications purement qualitatives (inté­ressant le cas des cornières munies de filant) sur l'incidence du diamètre de perçage à partir des essais de 11851 , réalisés sur des nervures munies d'un filant 0 16 (perçages étudiés : 20, 20x25, 20x40)

- pour Q < 0,65 Que, aucune incidence n'est relevée - pour Q > 0,65 Que, le glissement est d'autant plus impor-

tant que le perçage l'est, le ratio des glissements peut atteindre 2. (voir figures planche v.2).

La partie supérieure de l'aile libre ou même son inclinaison l 5 I n'interviennent que peu sur la courbe charge/glissement • .

V.2 - INFLUENCE DE LA QUALITE DES MATERIAUX ET DE L'ADHERENCE ACIER/BETON

La figure l 5 I "incidence de ·l'adhérence" de la planche V. 2 montre la part respective de l'adhérence poutre/dalle et de l'adhérence profilé/connecteur. L'incidence de l'adhérence du profilé est beaucoup plus grande que celle du connecteur (ici un U de hauteur réduite) • A charge donnée, la perte d'adhérence sur le connecteur majore les glissements d'en­viron 20%. Cette valeur est un maximum pour le type de connecteur étudié d'autres auteurs affirmant que la nature du contact béton/connecteur n'in­tervient que peu ou pas.

- 34 -

Incidence de la qualité de l'acier

A partir d'un certain niveau de chargement, les glissements obser­vés par 1181 sont d'autant plus importants que la limite élastique du mé­tal du connecteur est faible (voir planche V.3). Le rapport des charges à glissement donné semble toutefois plus lié, selon ce même auteur, au rap­port des contraintes de rupture du métal du connecteur.

Incidence de la résistance du béton (voir planches V,3)

La résistance du béton intervient directement sur la valeur des glissements quel que soit le type de connecteur, et quel que soit la nature du béton (normal, léger, ••• )

Le glissement diminue quand la résistance augmente. Selon l 8 I cette réduction est d'autant plus marquée que

le niveau de chargement est élevé le niveau de référence de la résistance est bas.

Selon l 8 I et à titre d'exemple : la réduction peut se faire dans un ratio de 2 quand les résistances sont augmentées dans un ratio de 3.

Selon 1441 , la résistance du béton n'intervient que peu sur les courbes glissements fonction de la charge ultime (Q/Que).

Viest a testé dans 11331 des corps d'épreuve avec des résistan­ces de béton variant de l'ordre de 5 MPa, et conclue qu'à glissement don­né, la charge était proportionnelle à (Rc)l/2, ce qui a été confirmé par l 19 I toujours pour des goujons et pour un domaine de variation plus important (18 MPa).

V.3 - INCIDENCE DU HODE DE CHARGEMENT

Si l'on procède par chargement monotone croissant ou par charge­ment intermittent, on obtient deux courbes charge/glissement superposa­bles, l'une (chargement monotone) étant l'enveloppe de l'autre (voir fi­gure 151 26, planche v.4).

L'effet de l'orientation intervient pour les connecteurs en U ou similaires. Les glissements sont majorés (d'environ 20%, selon IBI et 171). Cet effet n'apparait pas sur les courbes glissement en fonction de la charge ultime (G = f Q/Que, figure 1441 10, planche V.4).

- 35 -

V.4 - SOULEVEMENT

Puhali et Mehle lient la présence du soulèvement à la non co-axialité des efforts normaux de la dalle et ceux appliqués sur le connecteur.

Le soulèvement n'a fait l'objet que de très rares mesures. Les es­sais que nous avons réalisé sur des connecteurs en cornière ayant montré que le ratio soulèvement/glissement ne variait que peu, on peut voir s'il en est de même pour d'autres connecteurs. Le traitement des essais réalisés par 191 permet de présenter quelques ratios.

goujons 19 x 102 mm U 75 x 40 x L = 100 soudés en périphérie Butées arceau 25 x 25 mm

S/G = 0,25 S/G = 0,30 S/G = 0,50

La nécessité d'un dispositif anti-soulèvement fait l'objet de posi­tions diverses.

*

*

*

l' ACI (Américain Concrete Insti tu te) fixe, selon l 17 I une valeur d'effort de traction à prendre en compte

F = 0,33 f'c A (N) (Mpa)

L' Euro code n°4 précise que les connecteurs (autres que les goujons) doivent être munis de dispositifs capables d'équi­librer un effort de soulèvement dont l'intensité est du dixième de celle de l'effort de cisaillement.

Le standart Britannique n°5400 considère que la partie d'un connecteur destinée à reprendre le soulèvement est suffi­sante si celui-ci reste inférieur à la moitié du glissement mesuré lors d'un essai push-out et pour des sollicitations de l'ordre de 80% de la charge limite ultime.

Les essais de Viest et Siess 1111 ont montré qu'une distance de 90 cm entre connecteurs (en U) peut être excessive vis à vis du soulè­vement.

V.5 - GLISSEMENTS ULTIMES

Selon 1181 et dans le cas de goujons, le glissement ultime : - croit avec la résistance du béton et la hauteur du con­

necteur - décroit avec le diamètre du goujon et la limite élastique

de celui-ci.

- 36 -

V.6 - MODELISATION DE LA COURBE CHARGE/GLISSEMENT

Plusieurs types de modélisation ont été réalisés dans le passé

* Représentation de la courbe enveloppe charge/glissement

Slutter et Fisher 11701 proP.osent la formule suivante, applicable aux goujons: Q/Que= (1 - e-18G)2/5 (G en pouces).

* Représentation de l'ensemble de la courbe charge/glissement, décharges comprise

Proposée par Ill

'"-------...1.-------~7G

t • •

= ..Q.!. = (1 - eAG)B (1) Qu avec Gp négligeable soit G voisin de G2

* Qmaxi>Qi>Qc Qi = K Gei (courbe 1) (2a) Qmax = Qu (1 _ eA'Gp1)B' (2b) avec Gi = Gei + Gpi (2c) Qmax = ( Gp, A, B)

- 37 -

VI - EFFET DE GROUPE I

Si l'on dispose maintenant de quelques éléments de compréhension du fonctionnement d'un connecteur isolé, on ne sait pas si ce fonctionnem~nt reste le même dans le cas d'un connecteur situé dans un groupe. En d'autres teI'mes, on étudie dans ce chapitre l'incidence de l'espacement des con­necteurs et du nombre de ceux-ci dans le cas d'un essai de cisaillement "push-out".

VI-1 - INCIDENCE SUR LA CHARGE LIMITE ULTIME (voir aussi planche VI.l)

La charge limite ultime d'un groupe de connecteur est inférieure à la somme des charges limites ultimes de chaque connecteur.

--------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------1 référence! 11381 1 11811 11171*11701**1 11681 1 1181 1 121 1 121 ·1 1--------------------------------------------------------------------------------------1 1 1 1 1 1 1 1 1 lconnecteurldemi I âmel goujons !goujons IU et L es-lgoujonslRobinson !Robinson !testé !soudée à ldallette àl 19xll4 lsai double! 1 filant !sans fi-1 !membrure !renformis 1 lpush-out 1 1 llant 1- - - - - - - - - - - -1 Que pour 1 1 1 l connec.1 l l l l l l 1 l 1 2 connec. I 1,58 l l** 1,6 1,6 l et 1,071 1,66 1 3 connec. 1 1,96 1,2 / / / / 1

1 4 connec. 1 / 1,4 2* / / / 1 1 1 1 --------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------

VI.2 - INCIDENCE SUR LES GLISSEMENTS

* Comparaison des efforts extérieurs à glissement donné.

Nous disposons des (demi-profilés en I. Voir 114. Dans les deux cas, le ou égal à 2.

essais de 11381 sur des connecteurs très raides planche VI. l) et de l 17 I sur des gouj ans 19 x

rapport des efforts pour deux niveaux est voisin

* Comparaison des glissements à efforts extérieur donné.

Nous ne disposons que des essais de 11381 qui montrent que dans un groupe de deux connecteurs, les glissements sont réduits dans le rapport 0,30 et 0,2 pour un groupe de trois butées.

- 38 -

VI.3 - EFFET DE L'ESPACEMENT (voir planche VI.2)

Aucun essai n'a été réalisé en vue de définir l'espacement longitu­dinal minimum de connecteurs; On ne trouve sur ce point que des recom­mandations (particulièrement détaillées en ce qui concerne les chevilles).

Les efforts admissibles sont généralement réduits en fonction du rapport des espacements réels/espacements admissibles (voir planche VI. 2 pour les goujons sollicités en traction ou en cisaillement et planche 6.4 pour des chevilles).

L'espacement longitudinal minimal est au moins de 2, 5 h si l'on veut utiliser à plein la résistance de scellements sollicités en cisaille­ment ( l 14 I , l 28 I citant une étude du TNO).

En ce qui concerne l'espacement transversal l 133 I et l 48 I ont montré qu'il n'influait pas (pour des valeurs comprises entre 50 et 100 mm) dans le cas de goujons 12 x 100 et 19 x 100 et des connecteurs en corn1ere Hil ti ni sur les glissements ni sur la charge limite ultime ni sur les glissements résiduels.

VII - CRITERES DE COMPARAISON I

La diversité des connecteurs éprouvés dans le passé est gran­de et continue de croître avec l'apparition de nouveaux systèmes.

Le problème de la comparaison des performances de ceux-ci se pose d'autant plus que la charge limite ultime, valeur la plus communé­ment étudiée, ne suffit pas pour comparer deux connecteurs. En effet, de zéro à la charge ultime, plusieurs lois de comportement en déplace­ment peuvent être envisagées, (bi-linéaire, non linéaire •.• ) ainsi que plusieurs modes de ruine (ductile, fragile, mixte, ••• ).

La question des critères de comportement n'a jamais été évoquée dans la littérature en vue d'une comparaison de différents connecteurs. La fi­nesse des études faites sur les connecteurs a évoluée avec la sophis­tication des calculs de connexion de poutres (voir chapitres ci~avant) et cette comparaison devient de plus en plus nécessaire.

- 39 -

VII.! - CRITERES EN GLISSEMENT

Viest et Siess proposent la notion de résistance critique, définie comme étant la charge au delà de laquelle les glissements résiduels s'ac­croissent de manière importante.

La courbe glissement résiduel en fonction de la charge la plus élevée atteint lors du cycle est schématisée par deux droites et la résistance cri tique est définie par l'intersection de celles-ci (voir figure l - planche vrr.1).

S'il est possible de définir avec précision cette charge pour les goujons de petit diamètre, ceci est impossible pour les goujons de gros diamètres.

l 133 I retient alors la valeur forfaitaire du glissement résiduel de 0,003 in (80 microns). Cette valeur ne fait pas l'unanimité.

Pour des arceaux la charge cri tique se produit pour des glissements résiduels de l'ordre de 40 microns selon 141 •

Faute de mieux, cette notion sera adoptée par différents auteurs l 5 I , l 107 I et sera utilisée implicitement comme base réglementaire. La OIN 1078 (1970) et le réglement Autrichien de 1964 proposent, selon 11071 de prendre un coefficient de sécurité de 2 par rapport à cette charge.

l 165 I montre que pour des goujons, la résistance cri tique est de l'ordre de la moitié de la charge limite ultime (Que). Le coefficient de sécurité à la rupture serait donc, pour ces deux réglements, de l'ordre de 4.

Avec l'apparition des méthodes de calcul de la connexion en in­teraction partielle (méthode de Newmark par exemple), ce critère de glis­sement résiduel est insuffisant et il est nécessaire de connaitre la forme de la courbe charge/glissement.

VII.2 - AUTRES CRITERES

1111 propose la notion d'efficacité relative il s'agit du rapport de la charge limite ultime au poids du connecteur.

Pour les connecteurs en U on peut montrer que compte tenu de leur forme (imposée par le laminage) les connecteurs hauts (18 cm par exemple) sont "moitié moins efficace" que les connecteurs réduits (7,5 cm par exemple). Voir planche VII,l.

- 40 -

11861 propose (voir planche VII.2) de prendre en considération les courbes reliant le glissement à la contrainte "moyenne" dans le connecteur ou la courbe glissement/contrainte "moyenne" dans le béton.

1501 propose de retenir pour des connecteurs Hilti comme charge de calcul le minimum de

*·0,8 Q (G = 5 mm) * Q (G = 10 mm)

VII.3 - DUCTILITE D'UN CONNECTEUR (voir planche VII.l)

* 1501 propose le classement suivant

Comportement ductile :

La courbe est tangente à l'origine. Pour une charge voisine de 0,8 Qu le glissement augmente rapidement, les charges diminuent lentement puis rapidement jusqu'à la séparation béton/profil.

Le glissement en service est faible et la capacité de glissement à la charge ultime grande.

Comportement ductile avec décroissance lente

Le glissement en service est faible. La connexion n'est pas capable d'absorber de grands déplacements sans une forte décroissance des charges.

Comportement fragile

La courbe est tangente à l'origine, les déplacements restent fai­bles et augmentent progressivement jusqu'à la rupture brutale.

Ces critères restent très qualitatifs et une définition plus ri­goureuse serait souhaitable.

* 11891 considère deux classes de connecteurs

ductiles si leur capacité de déformation est suffisante pour adopter l'hypothèse d'un comportement idéalement plastique de la connexion, même dans le cas d'un degré de connexion faible( de l'ordre de 4N/Nf = 0,5 voir Eurocode n°4). semi ductile dans le même cas que ci-dessus et pour N/Nf compris entre 0,5 et 1.

Les tableaux ci-après donnent les différentes résistances ultimes des différents connecteurs étudiés.

- 41 -RESISTANCE ULTIME GOUJONS

i==~~~=~;===1~~;~;=~~==i=====~~;~~~=~===~~~~~~=============1====~~~=~~====~====~=~~~~~~===~~~=;~=~~~~~===========1 1 Date 1 1 1 · 1 1----------------------------------------------------------------------------------------------------------------1 ISLUTTER 1 cité par 1 Qu R = 930 d2 .("R; 1 1 1 IDRISCOLL I l I (lb) = (in) (psi sur cylin- 1 h/d > 4,2 1 1 1 1954 1 1 dres à 28 j) 1 1 Avec Qu < Ag e 1 1 1 --------------------------------------------------! 1 1 1 1 Qu R = 220 hd Re 1 1 0,5in < ~ < 1in 1 1 1 1 (lb) (in,in) (psi sur cylin-1 h/d < 4,2 1 1 1 1 1 dre) 1 1 1 1 1 1 1 1 1 1----------------------------------------------------------------------------------------------------------------1 ICHAPMANN lcité par 1 Que = 0,8 Que donné par Slutter 1 ? 1 IBALAKRISMANI l 1 1 1 1 1962 1 1 1 1 1----------------------------------------------------------------------------------------------------------------1 IMAINSTONE !cité par 1 Que = 0,6 Que donné par Slutterl 1 IMENZIERES I 18 I 1 1 1--------------------------------------------------------------------------------~-------------------------------I IBADOUX lcité par 1 QuR = 0,132 As ~ 1 G = densité apparente 1 IMINGARD 1 l 1 1 AS = section du goujon 1 1 1973 1 1 (t) (cm) t/cm2 1 1 1----------------------------------------------------------------------------------------------------------------1 1 1 1 r.;r-t 1 formule pro- 1 1 ICIOLINA 1 106 1 Qu = 0,23 ~2 ~ 'i1'28 112..osée par VIESTldans le cas de sollicitations dynami-1 1 1 1 (t) (cm) N/mm2 l<Ïe >180 N/mm2 lques utilisation de coefficients ré- 1 1 1 1 1 lducteurs donnés par CP 117 2e partie 1 1-----------------------------------------------------------------------------------------------------~----------1 IJapan Road 1 104 1 Qc = 30 d2~ 1Tck

1

1 h/d ~ 5,5 1 O"'ck résistance spécificiée > 28 MPa 1 IAssociationl 1---------------------------------------------------1 1 1 1976 1 1 Qc = 5,5 hd {"fck

1

1 h/d < 5,5 1 d = 19 ou 22 H = 15 cm ! 1-----------------------------------------------------------~----------------------------------------------------I IJANSS 1 107 1 Qr80 = 80 d2 ~ 1 h/d > 4 1 majorable de 20% si présence d'une 1 1974 1 1 (kg) (cm) (bar) 1 1 spire métallique. 1 1 1 1-------------------~-------------------------------1 1 1 1 1 Qr80 = 20 hd {R'ibr1 1 h/d < 4 1 1 1----------------------------------------------------------------------------------------------------------------1 l SA TT LER 1 1 Que = 1, 5 Qr80 défini ci-dessus 1 on note dans ce cas Que voisin de 0, 8 Que 1 1 cité par 1 1 1 1 IJANSS 1 1 1 1 l------------------------~----------------------------~--------~-------~------------------------------------1 IVIEST 1 1 Qr = 332 d2 ~ 1 (formlule adoptée par l'AASHO 1961) j 1 S IESS 1 1 (lb) in (psi }:y lindre) 1 h/ d ? 4, 2 * 1 330<Ve<390 MPa 1 1 1 1-------------------------------------------------1 17<Rc< 35 MPa 1 1 1 1 Qr = 79 h.d Re 1 h/d < 4,2 1 .Sin d< 5/4 in 1 1 1 1 1 I* glissement résiduel pris en compte : 1 1 1 1 1 1 0,1 mm 1 1----------------------------------------=-----------------------------------------------------------------------1 1 JANSS 1 1 Que = 0, 32 d2 ~ <J"• 28 Eb 1 1 rupture par le béton h>d>4 1 11974 1 1 (kg) (cm (bar) 1 si h/d = 3 on applique un coefficient minorateur 1 IBAOOUX 71 1 1 1 de 0,85 I IAIPC 73 1 1 Que = O, 7 Ag Ci°;i,r 1 si 3 ~ h/d < 4 on interpole linéairement pour le 1 1 OLLGAARD 711 1 1 coefficient minorateur. 1 1 1 1 1 1 1----------------------------------------------------------------------------------------------------------------1 IOLLGAARD I I Que : 0,5 As ~ I Que < A Ta 1 ISLUTTER I I (kips) (m2) (ksi) I 1 IFISHER-19711 I I 1 !d'après 17 1 1 1 1 1----------------------------------------------------------------------------------------------------------------1 ICEBTP 1251 1 TRACTION r.-'/(_ ~~ 1 Formule de l'homologation et donnant un coefficient 1 1 1 Que < min{ 2, 75 ~hSl._''$td2)1~ f,79 1 de sécurité de 3 sur Que 1 l 1982 1 ' (1'1~ 1 Hs = hauteur du corps du goujon 1 1 1 1 d2 = diamètre de la tête du goujon 1 1 1 • As.O"'e/1,7 1 fc28 =résistance du béton à 28j. sur cylindre 1 1 1 1 distance mini entre goujon supérieure à 3,5 h. 1 1 1----------------------------------------------------------------------------------------------------1 1 1 1 CISAILLEMENT -, I 1 1 1 1 Que= min{.~.0,10 dfnj0,83 fc28.Ebl Formule de l'homologation donnant un coefficient 1 1 1 J = l si h/d1. = 4,2 1 de sécurité de 3. 1 1 1 1 ,/. = 0,8 si h/~ = 3 1 1 · 1 1 1 • o,55/1, 75 d21 o-eg 1 1

1----------------------------------------------------------------------------------------------------------------1 IFULOP 1 45 1 Que = 6,5.102d~ 1 H/D > 4,2 formule proposée pour des planchers de 1 l 1983 1 1 1 bâtiments 1 1 1 1 (daN) (cm) {?m) (N/mm} 1 330 <<:Je < 390 MPa 1 1----------------------------------------------------------------------------------------------------------------1 1 THURLIMANN 1 150 1 Que = 120 .{Rc1 1 Re > 3000 psi goujon courbé 12 x 57 l = 44 1 1 1 1 ( lb) (psi) 1 1 ==================================================================================================================

- 42 -CONNECTEURS U

1==~~~=~~===1~~;~~=~~==1=====~~~~~~=====~~~~~==============1====~~~=~~====~====~=~~~~~~=:=~~==~~=~~~~============1 1 Date 1 1 1 1 1----------------------------------------------------------------------------------------------------------------1 IFULOP 1 45 1 Que : 1,46 (es + ea/2) L {<:fl28

1 1 formule proposée pour les planchers mixtes 1 1 1 1 ea = épaisseur âme (mm) 1 . résistance du béton variant de 25 à 40 MPa 1 1 1 1 es = épaisseur semelle (mm) 1 • hauteur du U variant de 100 à 200. 1 1 1 1 IJ"• 28 en bars 1 230 < e < 250 MPa 1 1 1 1 Que ( daN) 1 1 ==================================================================================================================

CORNIERES

ïëiüLï~;-------ïü~-----ï-â:~-:-ü~;;-z5~-:-2-~-~L-~72;ï-----~--~--;--~-;;--------------------------------------ï 1 1973 1 1 1 O, 3 < es < l, 3 cm 1 lselon CTICMI 1 cm cm cm N/mm21 se < 2,4 cm 1 1----------------------------------------------------------------------------------------------------------------1 IJANSS 1974 1 107 1 Que :\lb (0,5 ea +es) L 1 üb < R'br/2 1 IVIEST 1958 I I 1 1 1-------------------------------------------------------~-------------------------------------------------------1 IBADOUX 1 48 1 Que : 23KN (HV8: 80). 1 Connecteurs Hilti d.e type HVB (cornières embouties) 1 1 1 1 1 1

1 1 1 Que : 31 KN (HVB 105) 1 1 ==================================================================================================================

ïëiüLï~;-------ïü~-----ï-â:~-:-2-j~~-~2;;-----------------ï-;;~;;-~;-ï7;;~;;:-ï;;-------------------------------ï 1 1 1 l < ~ : diamètre de la barre < 2 cm 1 1 1973 1 (t) (cm)(N/mm2) 1 7,5 0 <diamètre hors tout de l'arceau < 12,5 0 1 1 1 1 largeur soudée = 1,8 D 1 1 1 1 1 la soudure doit reprendre Qu 1 1----------------------------------------------------------------------------------------------------------------1 ISEDDIK 1 l 1 Que = (21Rc0,l33 dfa0,912)- 219 1 l < dfa < 2 cm diamètre fil de l'arceau 1 1980 1 1 (KN) (bars) (cm) 1 8 < da < 20 cm diamètre cintrage arceau 1 1 1 1 1 23 < Re < 38 280 < Ile < 300 1

1----------------------------------------------------------------------------------------------------------------1 ISEDDIK 1 1 Qr = 0,5 Que 1 14 < diamètre fil < 20 mm 1 1 1 1 1 40 < rayon boucle < 100 mm 1 1 1 1 1 23 < Re < 38 MPa 1 1 1 1 1 280 < CT"e < 300 MPa 1 ======================================================================:===========================================

lsÂ~~LER----1----------1-â~~-:-;0-~-fb---------------------1-----------------------------------------------------ï 1 1959 1 1 1 1 lorn 1078 1 1 \Tb = min ( Ob fA1 1 1

l 1970 cités 1 1 ( 'J' 'j(s 1 1 1 par JAN SS 1 107 1 ( R 'br 1 1

1 1 1 ( -2 1 1 ==================================================================================================================

BARRES LONGITll>INALES SOll>EES (Linear shear connector LSC)

------------------------------------------------------------------------------------------------------------------!JONES- 1 1 BOWLER 32 1 Que : 16,5 0 + 190 20 < 0 < 36 1 1979 1 KN/m (mm) 24 < RC < 36 MPa 1 1 la rupture se produit par le béton .2.!!. par l'acier. ==================================================================================================================

CONNECTEURS A• FROTTEMENTS''

jëiüLï~;----ï-ïü6 ______ î_â:;ï;-:-ü:~-h-------~Ï-~---------o=~;-17~;~;;-~;-~;-;~ï;;2---------------------------

================================================================================================================== BUTEES / ARCEAUX

---------~--------------------------------------------------------------------------------------------------------1 Japan Road 1 104 Qc = ~Al +1crsa A2 boucles fermées 1 IAssociationl (kg) (cm2) (cm2) Al : surface frontale de la butée 1

1 1976 1 A2 = 2 sections fils 1

1 1 ,,_, = 0, 7 pour o/_: 45° 0 pour cJ..: 90°(vetical) 1 1 1 O"sa = limite élastique de l'arceau 1 1 1 CT1 : ( 0, 25 + 0, 05 A ) ck A < 5Al A : boho 1 1 1 bo = largeur ~ 1 1 1 ho = épaisseur de la dalle dans l'axe de l'âme 1 1 1 métallique 1 1 1 1 1 d > 15 dfa, enrobage > 2 dfa 1 1 1 1 1 acier SR 24 1

1----------------------------------------------------------------------------------------------------------------1 1 J~NS 1974 1 107 1 Qc = Al CTb, B + E. A2 O';; 1 butées à arceaux, à crochets, quelle que soit l' in- 1 !citant 1 1 1 clinaison. 1 IDIN 1078(1970) 1 selon SATTLER 1 E.. : 0,5 si crochets en extrémité de la barre 1 let regl Autrichien 1 Qu = 4 Qc ci-dessus. 1 é. : O, 7 arceau bouclé 1

~-----------~ _. 1 1 majorable de 50~ pour les bAtimants. 1

- 43 -

VIII - DEFORMATIONS - EFFORT NORMAi - SOllDURE I

VIII.l - DEFORMATIONS

Peu d'études ont été réalisées sur les déformations d'un connecteur.

Selon l 8 I , la déformation en partie basse d'un U, au droit du congé croît pour une même charge appliquée quand

- l'épaisseur de l'aile libre diminue - la résistance du béton diminue - l'épaisseur de l'aile soudée diminue

L'allure générale de la distribution des déformations le long de l'aile libre ne varie que peu si la résistance du béton varie fortement (14 à 42 MPa pour les essais réalisés par l 8 I voir figure l 8 I .10 planche VIII.l). Les déformations maximales sont observées en pied de connecteur et changent de signe le long de l'aile libre et s'annulent au ni veau de la partie supérieure du connecteur. ( l 8 I pour des U, l 21 pour des connecteurs Robinson), voir figure 121 , planche VIII.l)

A partir de là, 181 montre que dans le cas de U, la majeure partie de la charge n'intéresse que la partie inférieure du connecteur (voir figure 181 2, planche VIII,l).

La proportion d'effort reprise par l'aile libre croît avec la diminution de l'épaisseur de la partie libre du profilé et avec la dimi­nution de la résistance du béton.

VIII.2 - EFFORT NORMAL

L'effort normal interne d'un connecteur appartenant à une poutre n'a pas fait l'objet d'études particulières.

Pour des U, l'effort normal reste faible, positif (compression) ou, selon l 8 I nul.

VIII.3 - CHARGE DE PLASTIFICATION

Cette charge n'a pas fait l'objet d'études particulières. On peut toutefois déduire de llll que pour des charges d'intensité comprises entre le tiers et la moitié de la charge limite ultime, apparait la plastifi­cation du métal du connecteur (pour des U de hauteurs comprises entre 7,5 et 12,7 cm et des résistances de béton comprises entre 15 et 43 MPa).

- 44 -

VIII.4 - SOUDURE

De même, peu d'essais ont été réalisés en vue de définir la raideur de la liaison connecteur/profilé. l 3 I a étudié la raideur de la jonction suivante

- corps d'épreuve connecteur Robinson 50 x 6 h = 130 incliné à 45°

- tôle 10 mm infinie (à l'échelle du problème) dans toutes les directions

- soudure en V en extrémité des connecteurs.

La raideur trouvée est comprise entre 0, l et 0, 3 MNm/mlrad ce qui est confirmé par les valeurs proposées par PAVLOVIC pour le raccord à 90°de 2 tôles par une soudure de 6,3 mm. ( 0,2 à 0,5 MNm/mlrad).

VIII.5 - GLISSEMENTS RESIDUELS

Le glissement résiduel (Gr) mesuré immédiatement après enlèvement de la charge est proportionnel au glissement maximal (Ge) enregistré lors du précédent cycle de charge.

C'est ce que l'on peut mettre en évidence (planche VIII.2) à partir des tableaux de résultats de 11331, 11651, 11861.

Le ratio Gr/Ge est compris entre 0,4 et 0,8.

courbe charge/glissement résiduel

La figure inférieure de la planche VIII, relative à des butées montre qu'à partir d'une certaine charge, les glissements résiduels s'accroissent fortement (voir charge cri tique, chapitre critères de comparaison) •

L'allure de cette courbe est plus ou moins brisée. Pour des goujons de petit diamètre elle parait même être linéaire : l 133 I attribue ceci à la faible différence de charge qu'il y a entre la charge à laquelle apparait la plastification du métal et la charge par laquelle apparaît la rotule plastique.

- 45 -

IX - COMPORTEMENT EN FATIGUE DE DIFFERENTS CONNECTEURS I

IX.! - REPRESENTATIVITE DE L'ESSAI PUSH-OUT

Pour Mainstone l 115 I le corps d'épreuve push-out sollicité en fatigue reproduit bien le comportement d'un connecteur appartenant à une poutre sollicitée de la même manière.

Ainsi la durée de vie d'une poutre isostatique calculée en inté­raction complète peut être estimée avec une bonne approximation et plutôt par défaut, à l'aide des résultats "push-out" (fig.5, 6 pl rx.1).

Notons au passage que la rupture de la connexion d'une poutre nécessiterait une définition claire car plusieurs critères peuvent être envisagés

- initialisation d'une fissure dans un connecteur - ruine d'un ou plusieurs connecteurs - diminution importante du degré de connexion •••

Les candi tians de réalisation de l'essai push-out fatigue sont prescrites par les standarts britanniques BS 5400 qui limitent la fréquence à 4Hz et la valeur de la charge maximale à 0,5 Que.

IX.2 - PANORAMA DES ESSAIS REALISES (voir liste en annexe 2)

De beaucoup les goujons ont fait l'objet d'études détaillées puisque l'on compte le nombre minimal d'essais de fatigue suivant :

- goujons 198 - u 42 - Butées arceaux : 36 - arceaux : 14 - cornières (sans filant) 5 ?

IX.3 - RESULTATS DETAILLES ET ESSAIS DE GOUJONS, U, BARRES

Les courbes de lfoehler (ou assimilées) sont données pour les différents types de connecteurs, par les planches IX.l, IX.2, IX.3, et IX.4 croquis du bas).

- 46 -

La charge limite ultime statique servant au calcul de rsd est estimée à partir d'essais statiques préliminaires et connaissant la relation existant entre la résistance du béton et la charge limite ultime statique. Dans les figures 191 20 à 22 planche IX.2, les ruptures dans le métal de la soudure sont repérées par un trait continu, les ruptures par déformation excessive du connecteur et écrasement du béton par un trait discontinu.

Pour un nombre de cycles donné, la rupture est obtenue bien entendu pour le plus faible ratio rsd.

La contrainte nominale (pl IX.l) est calculée sur la base de toute la soudure disponible. Il faut noter que les corps d'épreuves pour lesquels l'épaisseur de soudure est supérieure à celle de l'âme du profil du U (h = 105 1 = 150) et pour lesquels la rupture s'est produite dans l'âme n'ont pas été pris en compte.

IX.4 - PARAMETRES INFLUANTS SUR LE COHPORTEHENT EN FATIGUE

Outre la charge maximale appliquée lors du cycle de sollicitation et outre le nombre de cycles déjà appliqués, les paramètres influençant la durée de vie en fatigue sont suivant les différents auteurs

* La charge maximale appliquée lors du cycle

La figure 1441.16 de la Planche IX.4 montre que plus la charge maximale est élevée, plus la rupture est atteinte rapidement.

* La résistance du béton

Quand la résistance augmente, la proportion d'effort reprise en pied de connecteur augmente, diminuant ainsi la proportion reprise par la flexion de la partie noyée dans le béton et par voie de conséquence la contrainte maximale dans le connecteur a son encastrement et, par là, le degré de multiaxialité des contraintes dans la soudure. Ceci est d'autant plus net que le connecteur est flexible. Ceci confirme les indications trouvées lors des essais statiques (voir chapitres précédents).

- 47 -

Expérimentalement, l'incidence de la résistance du béton a été mise en évidence par une nombre réduit d'essais réalisés :

- sur des goujons par 11191, 151 et 191 - sur des butées arceaux par 191 - sur des connecteurs en U par 191

Cette incidence n'est pas toujours très nette du fait de la dispersion habituellement observée dans ce type d'essais et de la faible amplitude des résistances de béton prises en compte 11161

Menzies indique dans 1441 que la fonction reliant la contrainte de cisaillement maximal (à amplitude de charge et à durée de vie donnée) est du même degré que celle reliant la résistance statique à la résistan­ce du béton (fig 15 1441 pl IX.4) (Ceci quand la rupture du connecteur se produit dans la soudure, en fatigue). De là, on peut déduire que la con­trainte de cisaillement max~male pour un corps d'épreuve disposant d'une résistance RCl de béton peut être déduite à partir de la contrainte de cisaillement Z maximale pour une résistance de béton RC2 connue par la proportionnalité.

* L'amplitude de charge (delta Q) ou le ratio de charge (lr)

Selon 11761, cette influence n'avait pas été clairement montrée dans les premiers essais de fatigue car la charge minimale Q min n'avait pas été prise comme étant une variable.

A ampli tu de de charge donnée, les connecteurs (goujon 19xl00 pour 11161 ) soumis à des ratios de charge négatifs (exemple Qmax = 20 ; Qmin = -6) ont une durée de vie plus importante (trois fois plus selon Jonhson) que ceux dont le ratio est positif (Qmax = 20 ; Qmin = 10 voir l 1161.

Selon l 1201 , la loi de Miner n'étant pas trop fausse, on peut, dans une certaine gamme, déduire la durée de vie d'un essai réalisé à amplitude variable à partir de résultats d'essais réalisés à amplitude de charge fixe (Ce point serait à étudier car seuls 4 essais ont été réalisés).

* Les dimensions du connecteur

Ces paramètres n'ont pas fait l'objet d'une étude particulière en tant que tels (excepté les travaux de Mainstone sur le U). Les essais réalisés par 11661 ont montré que à durée de vie donnée, les goujons de 19 mm périssaient en fatigue pour des contraintes inférieures à celles appliquées à des goujons de 12 mm.

- 48 -

* L'épaisseur de la membrure supérieure supportant le connecteur

La durée de vie en fatigue est une fonction croissante de cette épaisseur l 5 I •

* Le recouvrement de béton en partie supérieure du connecteur

Plus le recouvrement du connecteur est important (valeurs testées par l 1201 : 102 et 230mm de haut pour un goujon 19 x 75), plus la résistance en fatigue est élevée.

* La qualité du béton en pied du connecteur

Le bétonnage de la base de connecteurs peut, pour certains cas de figure être délicat et l'on peut craindre que la mauvaise qualité de celui-ci est une incidence sur la tenue en fatigue. Les essais push-in réalisés par l 301 , consistant à étudier l'incidence de cavités de diffé­rentes hauteur en pied de connecteur, permettent de juger de ce point. La relation suivante est avancée pour des goujons de 16 x 80 :

hcav = 20 + Sr + (2,6 - ...§.!:.) log N (mm) 3 9

hcar = hauteur maximale de la cavité conique étudiée. Sr = amplitude de contrainte.(MPa)

Grossièrement dans le domaine étudié, l'augmentation de la cavité (5a 25mm de haut) se traduisait pour une réduction de la durée de vie d'une puissance de 10.

* L'orientation du connecteur

La résistance en fatigue de U n'est pas modifiée par le sens de sollicitation (11161 pour un nombre réduit d'essais).

* Le niveau de déformation du métal

Du fait de la friction béton/connecteur, il n'est pas évident que l'amplitude de charge ou le ratio de charge soient proportionnels à l'amplitude ou au ratio de déformation du métal du connecteur ou de la soudure. l 115 I estime qu'une partie de la dispersion observée peut être attribuée à ce facteur.

- 49 -

IX.5 - MODE DE RUPTURE EN FATIGUE

Si la charge maximale Qmax est voisine de Que, charge limite ultime relevée lors des essais statiques, alors les modes de rupture en statique et en fatigue sont identiques. Au contraire, plus ces charges sont diffé­rentes, plus les modes de rupture le sont. A l'exception des butées ar­ceaux, la rupture se produit toujours dans 1 'acier pour tous les connec­teurs étudiés.

*

On relève :

Pour les goujons

Plusieurs types de rupture peuvent être envisagés 11201

Mode A

La fissure est initialisée à l'interface goujon/soudure puis se propage dans cet interface ou dans le métal de la soudure, ou de la membrure.

Ce type de rupture se produit pour des ratios de charge négatifs ou faiblement positif l 9 I ou en sollicitation répétée l 1201 avec des charges maximales faibles.

Mode B

Initialisation et rupture dans le corps du goujon a une hauteur d'une diamètre par rapport à la membrure. Ce type de rupture n'a été constaté que par 1301 dans le cas d'essais de goujons avec une cavité à la base.

Mode C

Rupture consécutive à un endommagement excessif du béton. Ce type de rupture se produit pour goujons l 9 I pour des ratios lr positifs (sollicitations ondulées) et pour des charges maximales élevées avec des ratios importants.

* Pour les connecteurs en U

La rupture est très fréquemment initialisée dans la soudure l 116 I , 191 puis se propage soit dans le congé soit dans l'âme du connecteur. Les ruptures initialisées dans l'âme sont peu nombreuses et n'ont été constatées que pour des charges maximales faibles et des amplitudes de charge fortes 191 •

- 50 -

IX,6 - FORMULES DE RËSISTANCE

CONNECTEURS EN U

* Johnson

* Mainstone

POUR LES BARRES

* Johnson 1986

N sr8 = 2,os/1022 Sr amplitude de contrainte dans la soudure (N/mm2) formule valable pour un ratio de charge positif.

Qmax - Qmin = mJ W = largeur du connecteur (pouces) B = 4.000 pour N = 105 cycles

3.200 N = s.105 cycles 2.600 N = 2.106 cycles.

Nsrs = 3,494 1020 lr>O, Sr amplitude de contrainte dans la soudure (N/mm2) ratio de charge positif

IX.7 - VARIATION DE RAIDEUR DU CONNECTEUR AU COURS DE L'ESSAI DE FATIGUE

IX.7.1 - Glissements

Au cours de l'essai de fatigue, le glissement à charge donnée et quel que soit le type de connecteur augmente (jusqu'à 300%) avec le nombre de cycles et quel que soit le ratio de charge (lr positif ou négatif) (voir fig 191 l pl IX.5).

Pour les sollicitations alternées (lr = -1), l'accroissement de glis­sement est identique pour le sens positif et le sens négatif : la valeur moyenne reste nulle.

L'accroissement de soulèvement DS reste toujours proportionnel à l'accroissement de glissement DG (191).

Pour une amplitude de charge donnée, l'amplitude des glissements est une fonction inverse de la charge moyenne 191.

- 51 -

11201 prec1se que l'accroissement de glissement constaté à chaque cy­cle (delta gc) est fonction de l'amplitude de charge (Delta Q) et de la charge ultime statique : (Q'ue)

log (delta gc) = -10 + 0,13 Delta Q Q'ue

Selon les travaux de Foley et Oehlers, l'accroissement de glissement par cycle est : df = 1,70.10-S (Qmax-Qmin)4.55

Que

IX.7.2 - Courbe charge glissement (essai statique post fatigue)

Au cours de l'essai de fatigue, la raideur du connecteur (goujons de 13 ou de 19 mm de diamètre) reste identique (ou devient très légèrement supérieure) à celle observée lors du premier cycle de charge (voir figure 7.11711, planche 1x.s.

Les analyses statistiques réalisés dans le cadre de ces travaux mon­trent que la raideur du connecteur après sollicitations ondulées est trois fois plus importante que lors du premier essai ( Kc voisin de 2, 8 Ks)(planche IX.5 - figure 11711.7). On montre aussi que Kc augmente linéairement durant les essais de fatigue, étant plus important à la rupture : (Kc voisin de 3,2 Ks pour l'étude de Foley).

IX.8 - FATIGUE DE LA MEMBRURE SEULE

De nombreux essais ont été réalisés dans le passé afin de juger de l'incidence d'une soudure de connecteur sur la durée de vie en fatigue de la membrure. Le document Eurocode n°3 fixe des règles sur ce sujet.

En ce qui concerne les connecteurs en cornière, des essais réalisés (et non publiés) sur une poutre métallique seule et sollicitée en flexion circulaire montrent que le coefficient de concentration de contraintes dans la membrure est de l'ordre de 2 et que la fissuration se produit toujours à l'interface cordon avant/membrure.

PUSH·OUT [136]

Concrete Slab

s· !

12"x 5" R.S.J.

12 • , s·, !

14•

9·

DO'JBL.E: PIJSl.4° OU (1361 [21]

16

12

8

4

Q.ftl

Différents corps d'épreuves

PUSH·OUT (1671 cité par (11

IPUSH~ AROUND 1 (121J

CISAIU.EHENT GIRATOIRE

CHARGE I GL . SSEMEHT 1163! goujons 19x100

AJ: piah. out Qu = 15 Re= BIXD psi I cub• C2: putll•o" Qu=",6 fir.,uœ 81: push ·out Q_u= 9,6 Rc=ll'1J

0,02" 0.1 •

- lOl • .151 • S2kg T. F. 9 .

.Aluminium. bruk•l

~-~--.,==:::;t=:::::::=====;::::=:iglurd ta c.onctttt

SECTION B·B

t32) série 1 SECTION A · A

25 mm Plth mic:hi.-..d on both f•cu

(301

PUSH · IN

1 PLANCHE m_ 1

+

( 321

(1281

PUSH·O FF (1361

2.5

(/) Q.

::ic:

z 20

~ rJJ (/) 15 LIJ a: 1-en u. 0

10 LIJ C!)

z et a:

15

1[116J 1 Figure 13.

/()

- 53 - PLANCHE fil.2

~ Fallure of Connection in Baom

-.........; ......::: ~ Initial Connector Failure ln Beam

.............. ----........................... -:::----_

Connector Foilure ln Pushout .............. ..............

10 4 J05 108 J07

NUMBER OF CYCLES TO FAILURE (N)

Comparison of initial connector failure and final failure of shear connection in composite beams.

courbes durée de vie en fonction de /'amplitude de contrainte pour des connecteurs appartenant à des poutres et a des corps d'épreuves push-out [ 116 J

~ ôi------r--,.~.r-~~ ....... s ~

1 41----......... ~.,.....-+----'i---~----1

t... c:i Q. l H-+fi'---i-----

~ ~ -s

JO 60

:3 -Natvra/ bond Io ccl'1n~ctor '7na to bm"'1. b - Bt:1nd Io ccnnedor at!'~lror/t'a'. c - Bond Io cc.?net:lcr 3na1 ét!'am deslr~!fé'd. .f' - tJcnd ta luam deslro~ea p - Pel/shed cormec-tor.

1 '

90 12() /5a 180 2/d èfO glissement moyen (0,0001 inch)

'-1 C_7_J __ Fi_g_1_,a\ Conséquences de la suppression de lladhérence

a - adhérence naturelle de l'ensemble

o - adhérence au niveau du connecteur détruite

c - adhérence détruite au niveau de la poutre et du connecteur

- 54 -

. r~ 13•65 mm -.f=. .. ,_,.. _ _,

L ~t: - ... ":,

[1811 Fig. 13. Arrangement for test of symmetrical test specimens

&

1 . -.......... ------. ...... -...... ...... ~

• _.

0 .. (181J S•pport/locamce di&Qllcclft

Fig. 14. Results of series 6 : affect of support position

effet de l'exentrement de l'effort sur Que

Re 26!1Pa

béton normal LA1 Que= 24,S kips (110 kN J

fig 1: L170J GOUJONS ~ 19 mm

détnil goujons

.s;

r; Ullimalt1 L11ad

oo 4CJC9 S340 psi 116.I l<ips <!. 4CJC8 4770 psi 99.Z Kip•

~ ou:;.~.e:i:._..1--1..~L--..L......L.~.l.-...L..--l~..l-....J "'i; 0 zo 40 60 80 100 ~ Avt1rag1 Slip

~ 50

8t11wt1t1n Beam and SlaltJs, lneh~s x/04

... t401---1---r~+--+---i~+--1-~+---+--+--=~""I

]Jot---+---l~+--+~1--i..1-=~,,.,,,,.,ç:.;-+---i~+--l

00~~:;..J.20~.1.--4~0--L.-6~0~..1.--a~o--~~w-0-.1..-...J

Slrain in fi/lei Gagt1, t1 x 105

Fi9. 2f, Compotiso1t ol Loa<l·Slip and Loa<l·St1ai11 Cur•es lot Continuoudy /ncnased /11tormilto11tly Roloased Loadi119

courbes chargrt.:glissement (en haut) et chargg_ défcrmation (en bas J suivant le mode de char­gement (monotone croissant: triangles intermittents, ronds J

1 PLANCHE IV_ 1

Re 23!1Pa

béton léger LE2 Que = 19,2 kips ( 87 kN J

... 0 t; QI c c 0 u ... 0 .c .. Cl c .! .. 'ë ::1 ... QI Q,

"O ~ 0

-1

[44)

E E

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)(

z

0·3

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8

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6

5

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/ /" .. ~··· ...... ........ ... ..

/. .; ... ......... ······

..··

1./, ........ ·/ /' /

< ........ ,'

20

3 4 5

Regression lines for present tests --­Strengths based on American formula- · -

Proposed static strengths ....... . Channels with flanges pointed A

in the di rection of thrust Channets with flanges pointed T

in the opposite direction to thrust 4000 5000 6000 7000 lbf/in2

30 40 50 N/mm2 Fig 13. Relationships betw1en static: strength of ch1nn1I conntctors ,ind cub• stffn9th of nÔrm1f·d1nsity concret•

• la z ~

20 20

l • .. ...

15

-: 10 0 ..

18

18

8

.---- .. -,,,,,,,,. ----

o4 o•

5 6 ~------4

_..,,.:;ïi1i ''1 ..

2

1 3000

20

40.00

30

5000 6000

40

7000

50

8000 lbl/ in2

N/mm 2

Cube atren;th

PLANCHE IV - 2

r Que =f{RcJf charge limite ultime en fondion de la résistance du béton

u h=76 à 127 [ 441 Ls = 102 soudure 6 mm périphérique

Differents goujons

[ 44 J 12

1 Q .. -:--~ f (11..) Il

0 tj ID c: c: 0 u .. '> ..a.

"D Il _g E :i E ·;c Il

:E

"' b -... c: - ~ ~ -JtlrJO

. 25

20

15

28

26

24

22

20

18 / /

14

/

•

i'

/

..... 0

A

• A

...

/

4000

• • ••

A

A

•• /

/ /

•

90per cent confidence limits

Calculated mean line

Static strength specified ira CP 117 Part 2

water·stored cubes O

Air-stored cubes A

Results from reference. 3 are

represented by hollow symbols

0

A

5000 6000

20 30 40

1000 lbf / ïn 2

5f\ N/mm2

lig 1. Sl.Jlic st1e119th of bJr connecl0t$ rmUddN in normitl-densily concreltt

[44] BUTEE-ARCEAU butée 25 x 25 x102 arceau 12 x 102

Cube strength

"D :i .. 14 ... ID o.

"D Il

~ E :i E ·;c

"' 2

"' 1 0 ... 1(

z

12

10

8

-c 0 ...

13

12

11

10

9

8

2000

~

3 identical results

Statlc strength specifü~d in C.P 117 Part 2

3 identical results \

. -·~/ A

Calculated mean line

0

0

n

90 percent confidence limits

Water-stored cubes o Air-stored cubes

Results from reference 3 are represented by hollow symbols

li.

0

A

3000 4000 5000 6000 1000 1bt / in 2 1 1 1 __ t

,--------- - -- 1 1

· 50 N/mm2 20 JO 40

f i fJ f , SIAlic d1en9th of stud con11ecl0ts embcdded ln nomi~l·dcnsity confrete Cube strength

1 [ 441 GOUJONS 19 X 100 1

Ul Ol

1

-u r )> z n ::i:: rn

:< w

QJ o..

80

~ 40

0

120

80

40

0

20 40

s

4

J

2

20

60

- 57 -

80

QI o..

4Q

160

120

80

40

0

PLANCHE IV.41

RESISTANCE fKNJ DE 60UJONS f!S 13,16,19 mm EN FONCTION DE LA RESISTANCE DU

BETON {N/mm2J

lr

" " -----" -""' )t - -- ---­_....----

20 40 60

feu (N/r.im2)

50 RcfHPaJ

80

aue = f (Rel ah donné et pour ure largeur unitaire

.. 0 ... <.I ID c c 0 <.I ... ID Q,

"a

"' ,g e :l e Ï(

"' :a

.. 0 .. <.I ID c c: 0 <.I

i Q,

"a

"' ,g e :l e ';ë

"' :a

"' 1 0 ... )(

2

25

20

15

• 1 0 ... IC z

25

20

15

c ,S! 27

24

22

20

18

1j / I

... c i2 27

24

22

20

18

~

16

/

14

2000

C44J Que= f (Rel zj: ~

/ 3000

- 58 -

... ~

Calculated mean line

4000

9

/// 90 percent confidence limits

Water• stored cube~ o

Air. stored cubes â

Results from reference 3 are 0 represented by hollow symbols ô.

Ali channel flanges pointed in the opposite direction to the thrust

5000 6000 7000 lbf/in2

PLANCHE IV_ S

zo 30 40 50 N/mm2

Static strength specifled in CP 117 Part 2 ·

3000 4000 5000

20 30

Cube strength

Water-stored cubes •

Air·stored cubes ..\.

Ali channel flanges pointed in the direction of thrust

6000 7000 lbf/ in2

40 50 N/mm2

Cube strength

EFFET DE L ORIENTATION RESPECTIVE CHARGE I U SUR Que

llNC!DENŒ Dé LA LARGEUR OU 'CONNECTEUR

1 PLANCHE V .1

1... ~

~ " ~ \ 12 ~ .a ~ 4 ... ! " ·~ ..,,

(al• Lood·•lip

~ -/

" r

1 CtMftlC/111' Widllt:

l ,...5• ~ ;o ~

.'-'7 '- ,,,.6 .. ., 1 '--Ro'

a Z41'1 p$t • J/40

! 0 o. 200 400 600 80()

... ,,.a~I Slip a1tw111n a1<1m and S/4bs · i'n lnc/11s x ttr

r;::;:l courbes charge-glissement p_our un ~ connecteur de 5" et 6'1 de large_

l 1NC/OéNCé Dé L'EPAISSEUR LIBRE

Q (1'1ps)

IZO

100

1 __!.- \ . $li" • 0.0Z()(J • -.

.10 o.oOOD·j

zo ~ 1

0.()()JlJ' .J a . 1 1

'-(a} (11,,1lonl Slip

0

lc7] Bl \__ __;

1 1

( ep. ail~ 1nc:.~)

effet de l'épaisseur de l'aif2 d'un U sur la charge à glissement donné pour une res1stonr:e donnee du métal

10 ...__.j.,.__.j.,.__ ---1----1

~ Cl:)

z 0 () / z

Wlè:ith ,,; Ccnn1t:tor in lnd11s Qc,. ~-ICO ,tSOp.1;

courbes charçe pour un qlissemen t donné fJOJd!' différentes largeur de connecteur de différents types: a: U

}}_:plats indinés

•

800

600

400

zoo ~,r,.,. ~

4,8 6 8 12,7 min el

1 tSJ 12 G = t (ell 1 ( rnmené à 28 HPa correction béton Re )

l tNC/DéNCé Dé L'E PAISSE UR DE L'AILE SOUDEE l (j

(µml ~ 8

1000

800

600

zoo

20mm Pel

[8] 15 Ci = t (esl fromenit à 11.,S HPn correction béton Re) U 1. in •la 6in

- 60 - PLANCHE V_ 2 ,

l 1NCIDENCE D'UN PERCAGE COURBES a/G 1

connecteurs transversau~ Qo Qu, = 6S

G c.~°'1 1 2

-z

~ K~ 4 5oujons 16 xl20 par membruriz .

1 INCIDENCE DE L'ADHERENCE COURBES a 15 SELON f 5 J 1

x 1000 pounds QKN

10 45,4 C1c C1a ' ' l C1x 5050 Psi

8 C1a

6

4 Re( psi Qu•

C1a 5050 9,3 C1a = adhirMc• sur profil~ d conn«tr!tr

2 . . " "

CTC SSTO 9,6 C1c: 0

C1 x 4931 9,0 Cf,,= adh•r«ic• sur profili! s.ul

f Que

30 60 90 1CO 120 150 180 210 G (x10-'-in)

o. 2fJ6 0,53 (mm}

- 61 -

INCIDENCE Dé LA LIMITE élAST/QUé OU METAL 1

70

60

~ .... 50 cc <( :> a U'l

~ 40 ~

U'l ~

i 30

= tJÎ "' ... cc ... 20 "' c:: <(

/

K46.47' - J 46,44 .--, --/ ,,~::_-::

' /-.-·· I ,/;-

,'/ I 1/,

/lt .,' /J '

K 4647 J4644

M 46.43 ·s 46.47'

H4643 S4647

PLANCHE V. 3

l 1NC/OéNŒ Oé LA RéS/STANCé DU BETON J

30 a tkips J

0 0 .1

~--,...--- _fc=32CO ksi Normal Weighl Re= 4•8 ksi

' '- L.ight Weight fr= 2060 ksi Re= 4 ksi

a 1 inJ

0.2 0.3 0.4 0.5

1.170] 2 pour 2 x 2 goujons Q 19 par dalle

avec Ec module sécant defini entre

10et50kips (courbe charge/glissement l

... :i:: (/) 10

Re 4790 4440 4330 4770 lblin2

V'e 78 63 43 47 lb/Ïtf

40 0 120 160 200 240

AVERAGE SLlP, 1~ INCHES XI0"3

Fig. 4.-Effect of Stttl Properriu on Shear Strm-S/ip Curves.

COURBES CCJVTRAINTE HMNNE DANS LE ûOUJONIGL/SSEHENT

a en kips

M

Zd

"()

1

0

·""' .. . ..-~

2

INCIDENCE Dé LA RESISTANCE

~ .-".'. " s1;,, Q.17200"'

0/ .,, -0 - ~ t: ;J~tp f-17~0,"

'~ ~ -.

~~ _;- '--=si,.,, aao»"'

•

J J ' 1 ~ Re en kipslin2

[7J .11 effet deRc surG:f(QJ pour des U et pour differents, niveaux. de glissement

DU BETON (suife J 1

'?2" 6t----h~~~~=---t-=·~~;,te~·-+----+----t-----1

,, ,, 1 W•l.SO Ï"'tJ./2S I Nalural Band

~J.r ~Sa

fll-J<--+---...;---_.,...---~~3" . ~a

idem pour différents connecteurs

- 62 - PLANCHE V~ 4

INCIDENCE DU MODE DE CHARuEMENT

a

1 ' • .. i i 1 1 (b)·tf~sidv4/ S.~',1:1

' !

!~ 1 ' ' 1 1

;-4'7"" 1 1 1 i Il

1 i 1 1 1 1 10 /S ZO ZS .JO

l?esid<141 .Slip 1n 0.0001 Inch Js "° Gr

Fig. Z6. E/fei:t of RelHsing Laad

monotone (-) intermittent (---)

100 Q/Que ' 0 0 ,, o o_.. -- -- __g_ C'J

.,.JJ--.5! ;I 0 0

E ~.,,..-o

:s 0 E 80 ';(

ni 0

E -0 Ill Cl 60 ni .. c Ill CJ ... Ill c. ni

40 Ill ni 'tl Ill Ill .,, Ill

Channels with flanges pointed ... o. 20 ln the direction of thrust )(

Ill Channels with flanges pointed ,, --o--ni in the opposite direction to thrust 0

..1 ( ,,, )( 103) 10 20 30 40 50 60

0 0 0·5 1·0 1·5 · (mm J

Slip

[44] 104~ effet de f'orientahon du conned~ur

Que

100KN

2000KN

TCWKN

- 63 - PLANCHE VL 1

l EFFET DE GROUPE L INCIDENCE SUR Que POUR DES CONNECTEURS U ET L

• ~·~~

•U h30a40 CL h30aSO

1 con~cteur

100KN Que

selon [1381

100KN

1 connecteur

1CC KN Qd

INCIDENCE SUR LES GLISSEMENTS

G

/ I

/

. / J<t

,,,. ...,.

/

i ~

/. /

S<XJKN

COMPARAISON DES EFFORTS GLOBAUX A GLISSEMENT

OONNE (1381

G (1 c::...)

1mm

/ • / a~

,,,4/ J' vi/ .y,

r ~ 4. " .... . /

/ /.

/ f

O,Smm

COMPARAISON DES GLISSEMENTS GLOBAUX A EFFORT DONNE (1381

•w rza 1io ' lll j ~!

. ~r·===---===·~q_;L; Il' i ~1 --=::::t='~J~l...i.;! in

~~! CORPS D'EPREUVES UTILISES PAR {1381

f UFE'[ OE l'ESPACEHENT SUR LES GOUJONS NELSON! 1

SELON f 25 / PLANCHE VL 2

fi} 10, 13, 1 ~19. 22 a max=Dréel Q

1,75 l Goujons NELSON homologués frheffe 115

Fa, riel

Foadm.

ftendu i0=1.75h 1

! lcisaiU é 18 ou 15 0 1

J[ D f

3.5h 10 t1J

J[

2gou}a7s r F par goujon F ( 1+ -4-J ~ f! donn~ par en /:xJrd 2 E la rilsistancede

l'arier

0,2

3 goujons 0 0 0 F par goujon ..f.. ( 1 + ~ f) ~ F donn~ par 0 0 0

0,2 1 Frr~t 3 E ta risistanœ œ Fradm

l'al:ier

fig 7: interaction traction _cisaillement GroupJt. : multiplication des coefficients pour effets en bord

l fSPACEHENT OES CHEVILLES SELON (14/ 1

X X • X X

X X X

1.2s1 z.s 1

XX ·-.... . - - ...

X X >

X X >

X X >

X

X ' xx 1 J1Cxxxx · lc ·· x · · x:.1>ex '" A A A A A A X A

x~xxx xxxx xxx lC ;. xxxxx

D

amaxl a

/ /

X X X :.( )( :OC l( X •

z.s

1 '~··

D mini =<i51

Emini=l

Conditions normales

Conditions minimales

Q ITX7X = Q x _Q_ 1,25(

Qmax= (1+-'- J _Q_ 2,51 2

Group~ multiplication des coefficients

- 01 r " a max= a)( - )C ( 1 + --- ) " -'- ;;t ···--··

1,251 2.Sl 2

- 65 - PL ANCHE VIL 1

CRITERES DE COHPA RA /SON

Resistance crffi9ue

CHARGE

.B

G,LISSEMENT RESIDUEL

a /Que

' •. 1 1

'

s - ductile

' '\ \

Ductilité

' '

10

' ' ' ' ' ...... ---

15 5fmml

- - ductile avec dicroiissance lent11

100"!.

EFFICACITE RELATIVE

3 4

--- • fragile

Efficacité relative selon [11 J

s 6 7 8 9 h(poucel

Efficacité relative ( ~) expn'mée en fonction de la valeur maximale pOlrJS

( U de 3 pouces J en fonction de la hauteur du U [ 11 J

h (mm) t (hors fout)

et • H

- 66 - PLANCHE VIL 2

1 EFFICACITE RELATIVE SELON f 186 / J

< "'

" SURFACE FRONTALE CONNECTEUR

P10 0: <

" z: ~ "' <D a:

1 0

-...o a: .... ou .... "' u z: ~ s ' 8~ z: 0 0

P1 p 11

SLIP IN INCH ES ( 0-0t IN. GRIO J G uO, 01• J

1 ( 186 J 12 I -Comparison of Sata,. Ccmnecto,.s on th1 Bw of Bearing Area.

P15

P5

SLIP IN INCHES !0-0t IN GRJO) G(><0,01')

[ (186 ] 13 l -comparison of Shta~ Comrmo,.s on the Basû of Ave,.age Shea,. Smss.

a PŒDS CONNECTEUR

P3

PB PS 19

SUP IN INCHES l0-01 IN. QUO)

(186) 141 -Compariso11 of Slt~ar Co11ncctars 011 the Basis l}j Wdght.

P1 et P19 P3 PS PB p 10 P11 Pf3

butée tarœau comiere arceau Tâme. 3crochets bufée u verticale verticale verticale horizontaux

25 38 51 38 / 25 38 63 38 63 50 / 57 50 12 5 10 5 10 12 5

P 1S

goujon

50 10 10

- 67 - PLANCHE V III 1

DEFORMATIONS

ê max (t!n partit! inférit!Urt! dt! l'am11 du connt!cf'eurl

2000 10-'

1000 10-•

10 {~]

20 (801

30 (1001

40

{1601 so

{2001 Re (HPaJ

a (KN J

(81 10 pour U4 in 154 lb épaisseur d'âme 3116"

60

<OO

M(doN.cm)

] Q(kN) 1, 25 }, SIJ ), 75

200 ~' 100

ni----'~~-~:~~~=-_,_... f 2} LONGUEUR CIJNNECTEUR ROBINSON

[8} 2 -Di~tribution o/ load on cltCmnel.

REPARTITION DES CHARGES LE LONG D'UN U

ac (mm)

4

3

2

2

- 68 -

li LI SSEHENTS RESIO UELS

(138/ Butées

• Essai 1d4 + Euai 5à 8

G f'isidue({ mm J

3 4

5ooy

GLISSEMENTS RESIDUELS BUTEES {1381

G r~siduel

Zmm Valeur du glissemt!flt résiduel apr~s décharge

PLANCHE VIIL2

•

{ 186/ • but~s arceaux, U, goujons

T. éch 112

{133] • goujons {1651 • goujons 19•75

espact!ments 200 et 100 Grfµm/

s -. ! ~ 2

~ z 0

a ~ ~ -. .. ~ ê ..

a

: g :; ~ .. .. ~ .. .. .. <

~ ~ ~ z

" ~ "

- 69 -

COMPARAISON PUSH-OUT I POUTRES (RESULTATS DE l91 J

lz ( tonlin2J ta/culé avllC' toute la soudure

100~_.. ............ -----..----.--...-................ ~----~------..-~~ ......... ----........ ..-........ ..--.-,

50

Push-out tests 'V À t:l /::;

Ga;-~,.~-ir---------...!-~"~------i---L-•lld ...... ··_·_'· o.s ....... --.. A.

~Lo..i •atlo o.aa ------------.:.1.~-~=-=·~-:-;:~-J ·-----· ~~ ;;-1ï."ï:1o;;ëo>::.nn------.11at.... __ "'*----2' lo.td r•tio o.

10

. ,. . .

r•---~--• -· __ _,

AU failuret in beiMS ..et thoH in oush-out speci-.nt ret)rHMUd by tof..fd syllbols wer• in ... eld or hut·•ffected zon. Ottier f1iluret by yield of stud and local cr-ushinlJ of concret•

s ll 10 10 5 ll 10 10 s JI 10

SHEAA COHNECTOAS lN COfiPOS ITE 9EA"5

100 Z max 1

'"

~ Push~t-tests 50

"1 è.O t:i

~ S.•• tests

+A. ~

~ • ''/Lold ratios o.1a

- ·- • ~· - .. -'->.-

10

• ~

5

" -o-.o • • • All f1ilures urktd by bars alon11 sidlt s'(labols in fillet or web of

All other hilurts reftrnentfll by sol id sy.t>ols in weld only ch.wi•l•

s Oth•r fai lurH by yitld of ch..n•l web .nd local crush Inn conreu

1 10 5 ' 10· 1 ' 0 s Il 10\ 10

100 Z max

10

Load ratio 10

+

6 s ~Cl

Load rar io 0.1 .. -

IC LOld r•t io - 10

-

s 10" l .. 10

Push-out lHU A Lo•d rat Io 0.1 <;) load rat in • .. 10

50

10 A ....

5 • 1 10

Push-out tHU O Load retio .. 10

Be•tHU ).. Lolld •••Io 0.1

All hHutH '" bH-S .nd those '" push""'OUC speci..n1 re-orestnted by 1ol id 1y9bol1 wre in wtd Other feilures w•n \n concnte with ,hearing of the hooo

• ·-i Lo•d rac;o 0 . 1

li ·-\ • -o-Z iditnttcal rHult9 -· 0 racio .. 10

s~d:l ~

1 l.JFE (tO : c~da:':.j

PLANCHE IX_ 1

GOUJON 19 X 102

r fig 41

CDNNEŒEUR EN u 76 X 38 soudure 6 mm

(fig 5 )

BUTff ARCEAU largeur 102 soudure 6 mm

(fig 6)

" ~ c ~ . u . . 'Z . . ! . . ; ô

i ~ 8. . . ~ ~ ~ . ~ 2 ~ ! . . E

,, :: 5

.! . • 4 . "' ô . 1:3

! ..

~-L~~ 9

tM>od ratio- --,_. ~.ta Lood ratio o.5

cf IX. 1

L Crcl ic load ratios : Y";n/•H • 0.75 O' "in/•H • 0 .5 Al'in/•1• • 0.1 Ofhn/au • l .O or H •1rked

La,.ge sy.OOL s SMLL syfllbols

Sol td symbols Solid syllbols Ontn s,...,.,ls

1t1tic strengths esti .. t~ fro9 concrtte cl.Jbtl ttren'1th ,,ercent1g11 of natic strenQths esti•1t1d fr'Ofl slips on first din; represtnt fnc ture1 of the welds whh bars reore11nt fractures of the channel ritQresent yield of the channel .nd local cru1hinn of concret•

4*----• • Lo.d rat't'O:t •

ratio ·o.a

PLANCHE IX. 2

N = f rsd selon [ 9 J

.~ ~ 1 ---~~~-...,~o~~~--:,~o':-o-~~~~,~~~~~~,~o.--~~~4".-.~~~-Ji...-~~~~o'(E) ~

100

90

80

70

60

50

40

30

20

10

Li fe <N> cycl 1t

•Lo.d ,.1 ,;o o.7S

Cyclic load ratios : Load ratio • o .. aa .,,.inl••• • o. 75 C Min/•H • O.S t."inl••• • 0.1 6f0nl••• • 1 .. 0 or H earked

Lar.,e s)"llboll St1tic urengths estiMted froa concrete cube st~th Sull sy.OOLs Percent..,s of suth streneth1 est1Nt•d frot1 1Lht1 Or'I

laoding

Solid syèoh reoresertt ailurH ;n weld or heat affected zone o~ syllbols reor111nt y;elt of ltud and Local cru1h;ng of concret•

L ife (N) cycles

-~ lL...__

::=::::::::: Q ~ - --

--

=.. --~-- Laad ••t.io o.

-

r---- .J.._ Laad ratio O --. ----

C1clic load ratfos : Qptin/uia • O.S C.. "inl••• • o. 1 <1 .. inl••• = - 10 <~ in welds) O PUn ••• • - 10 < ~ tn wtlds>

All. static strlft'fhl estt•ated fro• concrete cube stren ths Sol 1d sylllbolt reoresent fr1ctures of the welds q Op.n

5Y•bols reornent concrete -:f•Huret wtth· shearino of the hooo

-o---•

-­A

. ~ ~IO '-----~---':--, ---"------"---.o---....1-.---'0 [ 19] 22 l

IO 10 102

10 101

10. 10'

Llfe (N) cycles

100

80

60

40

250

lrsdj

- 71

ARCEAUX I 1 I

• r = 1,0 .. r = O,S

PLANCHE IX_ 3

r::60

~ Re: 30HPa

10 10' 10' to'J.

a max I conn11cteur

~~~1so

• .,,.. Aa = 100 ~--~

-~----- ...... 4Q;~.----<oo --. - ----- ----

.__ ____ m+------r10~2----~w~3----~~~4-----1+0•:------1~0':----~10~~:----... -tN

GOUJONS I 112 J

&0.-----...... --------------...-----...... ------"T"""------...-----...... ..., RANGE • 100 (Smgx-•.,.,,o )

star •C: !>tr4"'G1~

40

20

N•IO ... .:yc~

' ••

10 5~ ------------

~o o O o o OO 0 0 0 0

':;:...!.:: :-;-· _;__;__•_-O• ____ o_• __ o_ : j' 10 8

-- ond --- Pl'CPo5td ou1qn YOiiAs (Tobtq ~) • aod o F'r"om Taci.z 3 of Cl'tt7: PQ,.t 2

0 ~-------10-------------=2~0------~-----~:=----~-------"°,.,,...

MAXIMUM• roo s,..,011

6fQTIC !>fl"itnqrh

FIG. 3. FATIGUE STRENGTH OF STUC CONNECTORS

résistance en fatigue de _gci_ujons

1·3

0

0

. -1000

-10 .-5

- 72 - PLANCHE IX _4

•

0

Results of fatigue l Normal-density concrete o tests for Lytag concrete •

Static relationship used as a basis __ _ of the code of recommandations

Proposed static relationship --

+1000

0 +5 +10

c

+2000 1bt / in2

+15 N{mm2

Oifference between cube strength of specimen and mean cube strength of group . V•rt•tion in the {•ligue slffnglh of stud connectors wilh concrot~ strength

1 (44J 14- Ratio des résistances ultimes statqull en 'onction de la variation de résistance (sur cube) du béton

Ratio des contro.intes de cisaillèment maximale (dans la soudure) en fonction de la variation de

résistance du béton (a LlQ = 0,9)

.c: 'C ... CD en Cil c: -~ e c. t1. Xu Q).-... ..- CIS x ... CU <Il e ...

ie. 0 'O Cl) CU 0)

o~ - c: E Cl)

:d: E Q)

·- c. ~ ('J

~~

100 90 80

70

60

50

40

30 ....

20 J

Building Research Station tests o University of Texas tests + Fatigue strengths specified in C P 117 Put 2 in terms of the static strengths given by the lines in Fig 8

The number adjacent to each result is the load ratioSmin/Smax

Smin/5 max 0·5

10 -,..__-------....--------...,----------r---------;---------, IN=f(rsd.r} 1

104 105 106 107 108 109

1 Life (N) cycles 1 (441 Fig 1~. Fatigue strength of stud connectors embedded in lightweight concrete

- 73 - PLANCHE IX_ 5

·OJs.--~~....-~~~--...~~--,~~~....-~~~--...~--;.-n

·03

Loc:l ratio 011 ::::J Studs (sl)llcimens S2,S7l

:ê' ·025 =::::1 Channzls (Sptlclmens C1, C6)

:.::.::1 Bars (specimens a5,86) <fi

.\! -g, .., ë

-~ :J

·02

·ois

·015

·015

2 5 10 20 Cycles expr<zSSed as l)llrcentages of ~matai Jife of ccnnectors

Load ratio -1-0 . I

=!:: } Channels Cspecimens C21, C22l

:~::· } Sars (spicimens Sil, 813·):

2 5 10 - 20

Cycles expressed as percentages et estimattzd life of connec:1Crs

t91 1 Accroissement de glissement en fonction du ratio nombre de cycles ao.pliçiués/nombre de cycles à

p

0

ru~re .

- ,... - real path

18 I

1 1 Kc I I

0 E 6s

l 1711 Fsg. 7. Predicted Joad-slip curve.

H

modélisation de la courbe char~glissement

- 75 -

A N N E X E l

Références bibliographiques

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2 MOUTAWAKKIL

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8 SIESS, VIEST APPLETON, NEWHARK

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10 ROBINSON - FOURE

11 VIEST SIESS

12 MATILDI - HELE PUHALI

13 OUCHEHIN

14 SPIT

15 LINONER - ROIK HANSWILLE

16 ROIK - HANSWILLE

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Comportement mécanique d'une dalle mixte de type "Robinson"

Etude de dalles "Robinson"

Synthése sur le comportement d' u.ne dalle "Robinson"

Studies of slab and beam higway bridges Part III

Effets des forces de précontrainte concentrées dans les poutres caisson

Etude bibliographique sur la construction mixte acier-béton, connecteurs en U

Studies of slab and beam higway bridges Part IV

Shear connectors in steel concrete composite beams for bridges

Essais de connecteurs acier-béton Compte-rendu provisoire, compte-rendu de la 2e série d'essais

Design of channel stear connectors for composite I - Bearn - bridges

Thése de docteur ingénieur Université Pierre et Marie Curie - PARIS

Thése de docteur Je cycle Université P M Curie - PARIS

Thése de docteur ingénieur ENPC - PARIS

Document provisoire interne réseau LPC

University of Illinois Engineering experiment Station - Bulletin séries n° 396

Rapport de recherche LPC n° 68

Document interne LPC

Université of Illinois Engineering experiment station Bulletin séries n° 405

1- Static and fatigue tests specimens on push-out

Institut de recherches appliquées du béton armé

Public road vol.28 n°1

Analisi sperimentale e criteri di constuzioni metalliche n°4 calcolo dei col l egamenti trave-soletta nelle strutture composite di acciaio e colcestruzzo I- dispositivi a taglio diffusi

Essais de différents types de connecteurs Document SNCF

CHEVILLE CHIMIQUE - cahier des charges Agrément SOCOTEC de définition et identification d'emploi et de mise en oeuvre

Untersuchungen zur Krafteinleitung bei Verbundstützen mit einbetonierten Stahlprofilen

Beitrag zur Bestimmung der fëhigkeit von Kopfbolzendübeln

STAHLBAU

DER STAHLBAU

17 HAWKINS - MITCHELL Seismic Response of Composite Shear connec tians

Journal of stuctural Engineer ASCE vol .n°110

18 HAWKINS

19 TONNOIR

20 PHAH

21 CANCIANI -PIJHALIE

22 JOHNSON -GREENWOOO -VAN DALEN

23 HARIK -PASHANASANGI

The strength of stud shear connectors

Constatations sur ouvrages métalliques en cours de construction et en service

Design strength of stud shear connectors

Studio del collegamento trave-soletta nelle struture composte di acciaio e calcestruzzo prive di piattabanda metallica superiore

Stud shear-connectors in hogging moment regions of composite beams

Curved Bridge üecks Analytical Strip Solution

Inst Eng Aust Civ Eng vol.n° CE 15 part 1,2

Document interne LPC AER 1.11.06 .8

Australien road research vol.n°9 - n°4

Technica Italiana n°2

The structural engineer vol.n°47 - n°9

Structural engineering

06/1983

07/ 1981

1952

1977

1980

1956

Cancre t e 09/1967

11/ 1966

04 .1954

1974

05/ 1985

12/ 1984

10/ 1983

09/ 1984

1973

02/ 1979

12/1979

1981

09/ 1969

ppl-130

ppl-51

ppl-345

ppl-132

pp 1-115

ppl-40

ppl-151

pp9-l5

pp32-33

p253

µ301

pp2120 à 2136

pp46-52

24 HATILOI - HELE PUHALI

- 77 -

Analisi sperimentale e criteri di calcolo dei collegamenti trave-soletta nelle stutture composte di acciaio e calcestruzzo

Construzioni metalliche n°l

25 INSTITUT FUR ZULASSUNGBSESCHEID Nelson - kopfbolzen Zuhssung n°4.21.5.82 BAUTECHNIK-BERLIN

26 HALPHEN

27 PEI ER

28 ENNESSER -ELIGEHAUSEN

30 VIRDI - WOO

31 LUGEZ

32 JONES - BOXLER

33 ROlk - HANSWILLE

34 ROlk - BURKNER

35 KERR

36 COLS OH

37 AR IBERT HOl.lt

38 fRISOLINI loElE PUHAU

39 CANCIANI -PUHALI

40 fRIMINT

41 HATILDI IRE

42 LAU

43

Han Yick

HATILDI HELE PUHALI

44 HENZIES

45 fULOP

46 KOVACS

47 HELE -PUHALI

Action des forces de précontraintes concentrées

Modal for pull out stength of anchors in concrete

Etat actuel de la technique concernant les dispositifs d'ancrage dans le béton armé

Tests on pushout specimens with cavities at the base of the connecter

Les recherches qui restent à faire sur le comportement des chevilles sont très importantes

document interne LPC AER 1.10.10.0

Journal of structural Engineering ASCEE vol.n°19

Document interne SETRA OOA Gl

University of Melbourne project n• FS-1053

Cahiers techniques du bâtiment

Tests on a simplified shear connecter Australien Welding Research for steel - Concrete composite construction Awra report P6-3-78* Commentary on experimental investigati.ons -

Beitreg zur Ermittlung der Tragfëhigkeit von Reib-AbscherverdUbelungen bei Stahlverbundtrëgerkonstruktionen

Reibwert zwischen Stahlgurten und aufgespannten Betonfertigteilen

Beam Elements on Two-Perameter Elastic f oundations

Recent developments in the nonlinear analysis of frame structures by modelling the behaviour of the connections

Efficacité de la connexion dans les planchers mixtes de bêtiment

i collegamenti trava-soletta con bulloni ad elta resistenza nelle strutture composte di acciaio e calcestruzzo

Studio del collegamento trava-soletta nelle strutture composte di acciaio a calcestruzzo prive di piattabanda metallica superiore

Structures poteaux-poutres en tôle mince et béton collaborant

STAHLBAU

BAUIGENIEUR n°53

Structural engineer

AFPC

IABSE Symposium Luxembourg vol.n°48

"costruzioni metalliche" n°5 e 6

"technica italiana" n°2 Marzo

document R.N.E. essais profil mixte

Anelisi sperimentale e criteri di calcolo Universita di Trieste dei collegamenti trave-soletta nelle Istituto di scienza delle strutture composte di acciaio a calcestruzzo construzioni - Dub n• 91-92 i dispotivi a taglio concentrati in solette pref abbricate - part I e II

Journée "ponts mixtes et dalle "Robinson"" Document interne L.C.P.C.

Analisi sperimentale a criteri di calcolo Universita di Trieste dei collegamenti trava-soletta nelle strutture composite di acciaio e calcestruzzo i dispositivi a taglio diffusi - Part I e II

Istuto di scienza - Dub 89-90

CP 117 and shear connectors in steel­concrete composite beams made with normal-density or lightweight concrets

Planchers mixtes acier-béton

L'utilisation des connecteurs Hilti HVB 80 et HVB 105 dans les poutres mixtes collaborantes acier-béton

Connettori profilati a Freddo per il collegamento a taglio delle travi composte di acciaio e calceatruzzo

structural engineer vol.n°11.9

CTICM

SUCUTEC

ACCIAIO n°9

1975

06/1983

07/1982

1985

Oéc 1982

02/1978

10/1985

01/1979

12/1984

1978

1986

1985

12/1985

1976

04/1981

1982

12/1975

06/1985

1973-74

03/1971

10/1984

09/1984

pp.1155 -1178

p6l

p86

p4l

pp37-il.l

p587

Montréal

pp229 à 236

p379

48 BADOUX

49 HELE PUHALI

50 BAOOUX BRYAN O'LEARY STARK TSACHD14ERNEGC

51 TROUILLET

52 TROUILLET NEYHOUSER SCHWARTZ

53 TROUILLET SCHllARTZ

54 TROUILLET VANNEZ

55 TROUILLET LABICHE

56 TROUILLET SCHWARTZ

57 TROUILLET LUC

58 TROUILLET SCHWARTZ

59 TROUILLET SCHWARTZ

70 TERASZKIEWICZ

7l AHSOURIAN ROOERICK

72 INSA de RENNES

73 ARIBERT A8DEl AZIZ

74 BROZETTI l10tJt

75 ARIBERT LABIB

76 JAHSS VIATOUR

77 PIRAPREZ JAN SS

78 WAPENHANS

79 T AJ<ENAKA KISHIDA NAKAI

80 KRISTEK STWHICICA

- 78 -

Avis technique concernant le comportement doc. HILTI et la résistance de la liaison acier-béton à l'aide de connecteurs HILTI HVB 80 et HVB 105

Connetori profilati a freddo per il collegamento a taglio delle travi composte di acciaio e calcestruzzo

The use of HILTI HVB shear connectors in composite construction - push·-·out tests - design values - application guidelinee

Ponte mixtes- Essais statiques sur connecteurs de type cornière Exploitation des résultats

Connexion des ponte mixtes Rapport d'essai -

Connexion des ponts mixtes Enquête auprès des constructeurs

Connexion des ponts mixtes Eléments sur le comportement de la connexion de quelques ouvrages

Ponte mixtes-Approche d'une modélisation du comportement statique de connecteurs à cornière

Incidence de différents paramètres géométriques ou mécaniques sur le comportement en déplacement d'un connecteur en cornière

Connexion des ponts mixtes Essaie sur maquette - lncideoce de la forme du filant

Etude de l'effet de groupe pour des connecteurs de ponte mixtes essaie sur maquette

Répartition des déformations autour d'un connecteur de pont mixte Etude en photoélasticimétrie

force due to traffic loade on the shear connectore of simply supported composite bridges

Analyeie of Composite Beams

Rapport d'essais Poutres mixtes è connexion variable

Calcul des poutres mixtes jusqu'à l'état ultime avec un effet de soulèvement à à l'interface acier-béton

Essai d'une poutre mixte de pont soue sollicitation alternée

Modèle de calcul élaato-plastique de poutres mixtes à connexion partielle

LES CONSTRUCTIONS COMPOSITES ACIER-BETON 4e partie - Essais de poutres mixtes en treillis avec ou sans précontrainte

CONSTRUCTIONS COMPOSITES ACIER-SETON AMELIORATION DE LA LIAISON ACIER-BETON PAR L'EMPLOI DE TOLES A ADHERENCE RENFORCEE

Eine neue Methode zur Berechung zeitabhijngiger spannungsumlagerungen bei Verbundtrëgern eus Stahl und Beton mit elestischen Verbund

A sutdy on nex composite girder using Prestressed Precast Concrets Slab -PPCS method

Analysis of composite girders with def ormable connectera

ACCIAIO n°9

Ecole plytechnique fédérale de Lausanne I com 122-2

Document interne LPC n° l.U.06.l

Document interne LPC n° l.41.20.3

n° 1.41.20.3 172/83

Document n• 0472 interne LPC

Document interne LPC n° 1.41.20.3

doc.interne LPC n° 1.41.20.5

doc.interne LPC rapport 85.4

doc.interne LPC rapport 85.3

doc.interne LPc rapport 85.2

Road research laboretory Ministry of Transport

Journal of structural division

Convention de Recherche INSA-CTICM n° CR 96-82

Construction Métallique

Contrat de recherche SETRA:CTICM rapport n°3.003-6

Construction Métallique

CENTRE DE RECHERCHES SCIENTIFIQUES et TECHNIQUES OE L'INDUSTRIE OES FABRICATIONS METALLIQUES

CENTRE DE RECHERCHES SCIENTIFIQUES et TECHNIQUES DE L'INDUSTRIE DES FABRICATIONS METALLIQUES

Senschaftlich Zeitschrift der Technischen Univereitat Dresden

Poster Sassion ECCS - IABSE SymposiurnLuxembourg

Proc.Inatn Civ. Engrs, Part.2.

02/ 1984

09/1984

06/1984

1982

1983

1983

1983

1984

1985

1985

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03/1983

1985

09/1983

1982

11/1969

10/ 1975

1984

1985

1982.

ll5p

88p

103p

52p

92p

130p

50p

50~

20p

pl631

D/1969/ 051> / 13

MT 108

pl57

n°8540

81 REDWOOO OUN8ERRY LEBLANC

82 VAH CttAPMAN

83 PLllt HORNE

84 ANSOURIAH ROOERICI<

8.5 JANSS VIA TOUR

86 li ONG

87 SLUTTER ORISCOLL

88 FISHER SlUTTER

89 DAVIES

90 DAVIES

91 VIEST

92 OEHlERS

93 OEHURS

- 79 -

Shear connectors

The inelastic behaviour of continuous composite beams of steel and concrete

The analysis of continuous composite beams with partial interaction

Analysis of composite beame

Lee constructions composites acier-béton Je partie - essais sur poutres mixtes fléchies de quelques types d'ancrage

The horizontal shesr resistsnce of composite beams

flexure! strength of steel concrete composite beam

Composite beams with formed steel construction

Tests on half-scale steel-concrete composite beams with welded stud connectors

Steel-concrete composite beema with flexi­ble connectors : a survey of research

Review of research on composite steel concrete-besma.

Results of test on 101 push spécimens and 4 composite baama.

Statistical analyais of 12.5 pueh test

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103 DIRECTION O(S Ponts mixtea acier-béton bipoutres ROUTES guide de conception

104 JAPAN ROAO ASSOCIATION

105 NEYHOUSSER

106 CIOLINA

107 JANSS

108 HILTI

Specificatione for higway bridges Part I common specif ications Part Il steel bridges

Comparaison réglement/esaais

Structures mixtes acier-béton

Constructions composites acier-béton Le calcul des poutres mixtes fléchies

Information de produit

OOCUHENTS SUR LE COLLAG(

109 HAYS - HARVEY

110 8URKHARDT -HERTIG -AESClLIHANN

fatigue· performance of adhesive bonded joints for bridge deck construction

Expériences sur les poutres mixtes en acier-béton liées à l'aide d'adhésifs époxydes

111 HCKEE.DY-CDOK.JP Study of adhesive bomoed composite metal deck slaba

OOCUHEHTS DIVERS

112 JOffNSON Design of composite bridge beams for longitudinal stesr

Steel in buildings - Poster Session ECCS-!ABSE SYMPOSIUM - LUXEMBOURG

Proceedings inst.civ.Engrs 53

Proc.Instn Civ. Engrs Part.2

Journal of the structural division

Centre de recherches scientifiques et techniques de l'industrie des fabrications métalliques

The structural engineer

Journal of the structural Division

Engineering journal part.l

The structural engineer

Concrete

Journal of Structural Division

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University of Warwick report n• CE 7

British standards institution

IABSE - AIPC - IVBH

Méthode de calcul d'une section mixte OM.66

SETRA - Bagneux

Doc. Interne LRN

CT!CM Stage de perfectionnement Technique

Centra de recherches scientifiques at techniques de l ' industrie des fabrications métalliques

Document HU ti

Congres ALPC - IABSE Lausanne

Matériaux et constructions vol.n°8 - n•46

TRANSP RES REC vol.n°762

Confdrence held et tha university collège, CARDIFF 02.04.71

1985

12.1972

1975

10/1978

12/1967

08/1963

04/ 1965

03/1977

01/1969

12/67

06/60

01/81

08/80

1967

1985

08/1967

10/1985

1972-

1985

1973

07/ 1974

07/ 1985

1982

1980

04/1971

pp.487-501

12/1975

pl63l

n•s

p71

p24-43

n•l

p 425-430

µ 1-Zl

p22-5

pp387-à 399

113 JOHNSON

114 CLARKE - MORLEY

Backf round to 85 5400 Part 5 composite bridges

- 80 -

Steel concrete composite plates with flexible shear connectors

DOCIJ4ENTS PORTANT SUR LA FATIGUE

115 MAINSTONE

116 SLUTTER FISHER

117 HALUH

llB YANIK JETTER

119 JACOB -CARRACILLI

120 HALLAK

121 CLARKE

122 CASTELLUCI SOC QUET

123 HIKLCESICY -GONSIOR

Shear connectors in steel-concrete composite beams for bridges and the news C.P.117 part 2

fatigue strength of shear connectors

An analysis of the behaviour of continuous composite beams under repeated loading

fatigue strength of composite beams with a reduced number of shear connectors in highway bridges

Mesure et interprétation des charges dynamiques dans le sponts - Etude de la fatigue

The behaviour of stud shear connectors under repeated loading

The fatigue behaviour of stud shear connectors under rotating shear

Caractérisation en' fatigue de la disposition type "connecteurs cornières soudes" sur semelles profiles lamineés

An invesstigation of an epoxy bending Coumpound for bridge construction.

DOCIJ4ENTS POUTRES (SUITE)

124 AUSTRALIAN STAN>ART

125 YAM-CHAPMAN

AUTRES DOCIJ4ENTS

126 JOHNSON -ŒHLERS

127 SMITH

12B SATTLER

129 ROIK/BORKNER

130 RE!WllOLZ -HABANICHT

131 NELSON GMllH

132 800[

133 VIEST

134 CANCIANI PUHALI

135 VIEST *

136 GRAF *

137 GRAF *

DB ROS *

Part l - Simply supported beams

The inelastic behaviour of simply supported composite besms

Analysis and design for longitudinal shear in composite beams

Discussion on paper 8500

Betrschtüngen über neure Verdübelungen im Verbund bau

Beitrag zur Tragfëhigkeit von Kopfbolzen in Verbund trëgern

Untersuchung zur Verringerung der fehleran fëlliglakeit bein bolzenchweissen

Auszug aus A3"Verbund trëger in Hochbau"

Nelson Kopfbolzen im Hoch, industrie und Brückenbau

Investigation of stud shear connectors for composite concrete and steel T.Beams

Studio di trav i ibride prive di pistta banda metallica superiore

Tests of Spiral shear connectors

Versuche Ober der Verschiebewidestrand von Dübeln für Verbund trëger

Ieber Versuche mit Verbund trëgen

Trëger in Verbund bau weisse

The structural engineer vol.n°57

PROC. INSTN cr . ENGRS PART 2 vol.n°53

Committee on steel superstructures 45th Annuel Meeting

University of Sidney research rept n° P323

federal highway administration Project ERO 110-67-2

Recherche 7210 KO 311 Communauté Européenne du charbon et et de l'acier

The institution of engineers AUSTR. vol.n° CE 20, n°1 Civil Eng. Trans,

PROC. INSTN CIV. ENGRS PART 2 vol.n°53

Institut de soudure Rapport technique n° 2450-R-95 Non dif fusable

Highway research record 34

Standert 2327 Part l

Proceedings - Institution of Civil Engineers. Vol 41.

Proc; Instn. Civ Eng. Part 2. 71

Proc. Inst. Civ. Eng. Part 2-75

Der Bauingenieur n°37

Beuingenieur 56

Schweiss technique Lehr n°66

Ntl.~ON

Sthehlbeu n°65

Journal of AC!

Construczioni mettaliche

Engineering test data

Bauingenieur Vol 25 n°8

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1972

1983

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1980

12/ 68

12/ 81

09/83

/ 82

/ 81

1983

/ 1985

04/1956

/ 1984

156

1950

1951

1944

pl53

PP557 à

p7049

ppl.38

p28- 36

pp545 à 555

p 30-49

p65l- 683

p 989-1021

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pl- 8

p 97-101

p.20-21

P. 875- 891

n°1

pp 297-303

pp 74- 90

p. 3-91

139 CASILLAS • SIESS

140 SINCLAIR *

141 VIEST *

142 ROS •

143 VŒLLMY •

144 VOELLMY •

145 •

146 •

147 MAINS •

148 VOELLMY *

149 ROS *

150 LEONHARDT •

151 MAIER - • LEIBNITZ

152 f1DtS •

1.53 GllAF •

154 GRAF' •

155 SATTW •

156 BATHO, LASH • KIRKHAH

15 7 lfANHING •

l.58 THORLIIWll *

159 TtllRLIMAHN •

160 STUSSI *

161 GRANHOlH •

162 NElMARIC, SIESS VIEST

l6J TERASZ KIEVICZ

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Fatigue trengh of 3/4 inch Stud shear connecter

Test of spiral shear connectors

Les constructions acier-béton, système Alpha

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Engineering test data Nelson stud welding, Lorain,Ohio.

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Shrinkage test on two composite bsams

Triger in Verbundbsuweise

Gedsnken zur baulichen Durchbildung von Ourchsuftrigern in Verbund-Bauweise.

Versuche über dae Zueammenwirken von I-Trigern mit Eisenbetondecken

Versuche mit Spannbeton-Verbundtr§gern

Versuche Ober den Vercshiebewiderstand von Oübeln fOr Verbundtriger

Ueber Versuche mit Verbundtrigern Heft 10, Stahl-Tagung Karlsruhe

Theorie der Verbundkonetruktionen

Porete Mig.Co.North Arlington N.J.

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PP• 977-9i.9

170 G.OLLGAARO RG.SLUTTER JV FISHER

Shear strength of Stud Connectors in lightweight and normal weigth condrete

- 82 -

* Bibliographie citée par 1911

171 O.J.Œll.ERS C.G.COUGHLAN

172 O.J.OEHLERS L.FOlEY

The shear stiffness of ssutd shear connections in composite beams

The fatigue strength of stud shear connections in coposite beems

AISC Engineering Journal

J.constructi.Steel Research n°6

Proc instr. civ. Engrs psrt 2

04.197 pp.55-64

1906 p. 273-2.84

06.1905 p.349-364

173 O.J.OEHLERS p.l-2.l Finite element simulation of the behaviour University of Warwick 01°1901

of concrete subjected to concentrated loeds Départment of Engineering reeearch report CE 10

174 llSJLUN> RASMUSSEN The carryinc cepacity of transversely loaded bolts and dowels embedded

175 H.BOOE W .HANENKAMP

176 J.H.OAHIELS

177 L.R.HOffATT P.J.OOWLING

170 - id -

179 R •• P.JOHNSON

100 T .BEISEL

181 R.TAYLOR O.RPLIJt A.G.PAPA SOZl»IENOS

102 T.IE)A !.LIN N.H.HAWLINS

183 R.J.HAINSTOHE J.B.HANZIES

184 K.VAN DAlEN

185 A.NISHIHURA T .QKtJtURA V.ARICA

186 S.HARAHARI RAO

187 OEtl.DIS - JOHNSON

188 KATO-SAKAHOTO OHTAl<E-TAKADA

189 ARRIBERT

in concrete (non publié)

Zur Traghëhigkeit von Kopfbolzen bei Zug Beenspruchung

Comportement statique de la fatigue de ponts mixtes avec et sens précontrainte de la delle.

The longitudinal bending behaviour of composite box girder bridges

- id - + correspndence

Verticel shear in continuous composite beeme

Bertrag zur berechnung von verbundkons­tionen

Investigation on the use of deep bsunches incomposite construction

Besm bsr Anchorage in exterior Column-beam connections

Shesr connectors in steel concrets Composite beeme for bridge

Ph D.Thesis

Sheer connecter utilizing the reinfocing steels in composite gurder slabe

Composite construction test on small scele shear connectors

The strength of stud shear connections in composite beems.

Composite beeme using newly developed H­Shaped steel with protusions

Disussion sur l'EUROCODE n°4

Hdjlund Rsemussen consulting Engin. Copenhagen

Bauingenieur n°60

Annales ITB TP n• 309-301

Structural Engineer n°3 volume 56 B

Structurel Engineer n•z Vol1.111e 57 8

Proceeding inetitn Civil Engineere - Part 53

Univereitlt bibliothek Hannover Oipl0tn von Ooktor Ingenieur

Proceedings ACE Part 47

ACI Journal

Part II fatigue teste on beams Concrete

Queens University Kingston, Canada

17 th National Symposium on bridge and Structurel Engineering Tokyo

The institution of Engineere Australie

not published

10.1904 µ.l-18

1985 p.361-367

10-1973 P.361-367

09.1970 µ.53-60

06.1979 p.37-48

09 . 1972 p.109-2.05

03.1985

09.1970 P.43-54

06.1906 p.412.-42.2

10-1967 p.351-350

19p.l-2.63

12-1971 µ.35-47

06 - 1969 p.107-115

12 - 1986 p.l-34

Proceedings of the International 12 - 1985 p.309-316 Symposium steel in building AIBSE - LUXEMBOURG

Journée de présentation EUROCODE 4 - 2- 1906 ITBTP - Paris

- 83 -

A N N E X E 2

Tableau récapitulatif des essais réalisés

- 84 -

TABLEAU RECAPITULATlf DES ESSAIS SUR CONNECTEURS

ET POUTRES CONNECTEES

i~=~:=i==~:~::~======i=~=~===j~:=~:;~j======~~~~~~====i=~~~~=~===i====~=~=~:~~===~~:~~:==~~~==~==~7:;::~=~:=~~~:~=================1 1 1 1 1 1Poutres1Push-out1chargement1 et nombre d'essais réalisés 1 1---~~-------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------1 1 1 1 IS: statique! 1 1 1 1 If: fatigue 1 1 1 1 1 1---------- 1 11933 1 VOEUHY 1 CH 142 4 1 statique hélicoide d'axe longitudinal 1

l 1933 1 BRUNNER 1 CH 142 1 " " 1 11935 1 VOELLHY I CH 143 2 1 retrait " I l 1935 1 VOELLHY 1 CH 148 2 1 S 1 l 1935 1 VOELLHY 1 CH 144 5 36 1 S + f il barre : 2, il hélice : 2, pas : 5, résistance béton : 2 essais l 1935 1 EHPA 1 CH 149 l 1 f puis S arceau et butée 1 l 1937 1 COLIHIIA lklivl USA 145 4 1 S hélicoide d'axe long 1 l 1939 1 GRAF 1 D 150 4 1 S arceau et butée boucles et boucles + rainurage de la membrure 1 l 19 39 1 BA THO 1 GB 156 2 1 S Connecteurs en U 1 l 1940 1 HORRISOH 1 CAN 157 l 1 1 S Connecteurs en I 1 11940 1 MEIER 1 D 151 3 1 S arceau et butée crochets inclinés+ l cornière à chaque about 1 11943 1 LEHIGH 1 USA 146 1 4 S Résistance du béton,hélicotde d'axe longitudinal (poutre 1 l 1943 1 HAINS 1 USA 147 4 1 S Hélicotde d'axe longitudinal 1 11943 1 LEHIGH lkliv. 1 USA 146 1 4 S arceau et butée profil H soudé verticalement 1 11943 1 LEHIGH lkliv. 1 USA 147 1 8 S Pull-out test sur L 142-481 SIESS 1 USA 5 88 1 56 S + f Connecteurs rigides constitués de profilés et plats soudés 142-481 SIESS 1 USA 5 1 8 S arceau et butée,essais à échelle réduite de U, cornières, Tés. 11944 1 R6S 1 CH 149 l2S,3D l21S,40 S + f arceau et butée tés, cornières, certains munis de crochets 147-501 VIEST 1 USA 8 1 1 3 S arceau et butée, 3 essais avec carrés 147-501 VIEST 1 USA 8 1 4 1 43 S Connecteurs en U : 39 essais,Plats : l essai; carrés : 3 11950 1 FUCHS 1 D 152 1 divers S arceau et butée, crochets et carrés, membrure soudée après béton-11950 1 GRAF 1 D 153 1 1 14 S arceau et butée, crochets seuls (barres cylindriques) (nagel 11950 1 GRAF 1 D 154 1 6 1 8 S, f arceau et butée, carré +crochets inclinés (barres plates) 1 11953 1 LAPSINS IOWA 1 USA 155 1 4 1 S arceau et butée, connecteurs en U 1 l 54-571 VIEST 1 USA 141 1 1 22 S Goujons à tête,a : 6 à 37 placés à un seul niveau. 1

j ____ _:. _____________________ ~------~---------------~~...:---------------------------------~-----------------------------------1 1 1 1 1 1 1 1 1 1 1 1 1 1 1 1 1 1 1 l 1955 1 SINCLAIR 1 USA 1 140 1 divers 1 f 1 ) goujons à tête il : 6 à 37 placés à un seul niveau 1 155-561 CASILLAS 1 USA 1 139 1 divers I S 1 ) " " " " I l 1956 1 VIEST 1 USA 1 135 1 1 6 1 S 1 Hélicotde d'axe longitudinal 1 l 1957 1 THORLIHANN 1 USA 1 158 1 l 1 1 f 1 goujon il : 6 il : 19 à tête placés à 2 niveaux 1 l 1958 1 1 USA 1 159 1 1 10 1 s + f 1 gOUJOn a = 6 1 11958 1 1 USA 1 159 1 0 1 24 1 S 1 Etude comparative de goujons droits 100 x 12 et de goujon cour-1 1 1 1 1 1 1 56 1 f 1 bés à 90° 12 x 57 de longueur totale identique. Effet de la 1 1 1 1 1 1 1 1 forme de la dallette (présence de renformis ou non) 1

1---------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------1 1 1 1 1 1 1 1 1 1 11961 1 CULVER 1 USA !cité 1 4 1 ? I S 1 1 1 1 ZARSECSNY 1 !par 90 1 1 1 1 I

1---------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------1 1 1 1 1 1 1 1 1 1 11931 1 SATTLER 1 D 1 165 1 2 1 6 1 S 1 résistance béton 38-49 Mpa. Présence d'une frette hélicoîdale. 1 1 1 1 1 1 1 1 1 Espacement longitudinal des connecteurs ( 10 - 20 cm) 1 1---------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------1 l 1 1 1 cité 1 1 1 1 1 11963 1 BALAKRISHHAN 1 USA !par 90 1 17 1 1 S 1 Goujons et connecteurs divers 1 1 1 1 1 1 1 1 1 1 1---------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------1 1 1 1 1 1 1 1 1 1 l 1965 1 BARNARD 1 1 1 6 iso 1 1 S 1 goujons diamètre 12- 1 1 1 1 1 1 4hyper 1 1 1 1 1 1 1 1 1 1 1 1 1 ===================================================================================================================================

- 85 -

TABLEAU RECAPITULATIF DES ESSAIS SUR CONNECTEURS

ET POUTRES CONNECTEES

================================================================================================================================== !Date 1 Auteur 1 Pays IN° Réf.I Nombre d'essais! Type de 1 Paramètres étudiés lors de l'essai push-out 1 1 1 1 1Poutres1Push-out1chargement1 et nombre d'essais réalisés 1----------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------1 1 1 1 1 1 1 1 i 11966 1 DAVIES IGB cité 90 1 8 1 34 1 S 1 Poutres échelle 1/4.Position transversale du goujon sur la 1 1 1 1 par 1 1 1 1 membrure, Espacement des connecteurs (poutre) 1 1 1 1 1 1 1 1 ferraillage transversal (poutre) 1

1----------------------------------------------------------------------------------------------1 1 1 1 1 1 1 1 1 1 11967 1 FOUR[ 1 f 1 10 1 0 1 12 1 S 1 Eprouvette pueh-out béton tendu - 6 essais à un seul connecteur! 1 1 1 1 1 1 1 1 3 cornières h = JO, 40, 50, es = el = 5mm = constante 1 1 1 1 1 1 1 1 1 3U h:J0,35,40,eeetelvoieinede5mm 1 1 1 1 1 1 1 1 6 essaie à 2 niveaux de connecteurs (mêmes dimensions que 1 1 1 1 1 1 1 1 ci-dessus) 1

1------------------------------------------------------------------------------------------------------------------1 1 1 1 1 1 1 1 1 1 11967 1 HAINSTONE 1 GB 1 9 1 1 11 1 S 1 goujon J;I : 19 H = 102 mm 1 1 1 1 1 1 23 1 f 1 " " 1 1 1 1 1 1 7 1 S 1 U 75 x 40x(L = lOO)eoudée en périphérie h: 6,3 mm 1 1 1 1 1 1 15 1 f 1 1 1 1 1 1 1 7 1 S 1 butée avec arceaux soudure h = 6, 3 mm 1 1 1 1 1 1 13 1 f 1 1 1 1 1 1 0 1 6 1 f 1 soudure h = 9, 5 mm 1 1----------------------------------------------------------------------------------------------------1 1 1 1 1 1 1 1 1 Paramètres : Q max, Q min 1 11968 1 SLUTTER 1 USA 1 116 1 0 1 12 1 F 1 U hauteur 102 - longueur environ 150 mm 1 1 1 FISffER 1 1 1 1 35 1 F 1 goujons 19 x 102 mm 1

1 1 1 1 1 1 9 1 F 1 goujons 22 x 102 mm 1 1 1 1 1 1 1 1 1 1

1 -----------------------------------------------------------------------------------------1 1 1 1 1 1 1 1 1 11968 FOURE 1 F 1 10 1 0 1 12 1 S 1 Eprouvettes push-out béton tendu 1

1 1 1 1 1 1 1 1 6 cornières de 50 nvn, 6 U de 40 mm 1

1-------------------------------------------------------------------------------------1 1 1 1 1 1 1 1 1 1 11969 1 NARAHARI RAO 1 AUS 1 186 1 3 1 30 1 S 1 Etude comparative de différents types de connecteurs : butée 1

1 1 IIndie 1 1 1 1 1 arceau, butée, U, crochets, cornière avec 2 ailes verticales 1 1 1 1 1 1 1 1 1 réalisée à l'échelle d'environ 1/2 1 1 1 1 1 1 1 1 1 butées arceaux, crochets goujons Nelson. 1 1~---------------------------------------------------------------------------------------------------1 1 1 1 1 1 1 1 1 1 11970 1 UYANIK 1 USA 1 118 1 9 1 1 F 1 Fatigue de poutres munies d'un nombre réduit de goujons 12 x 501 1 1 JETTER 1 1 1 3 1 1 S 1 dont 3 poutres dimensionnées selon AASHO 1961. 1

1--------------------------------------------------------------------------------------------------------------------1 1 1 1 1 1 1 1 1 1 l 1971 1 HENZIES 1 GB 1 44 1 1 1 1 1 1 1 1 1 1 1 25 1 F 1 Goujons 19 x 102,10 essais béton normal 15 essaie béton léger 1 1 1 1 1 1 1 15 1 F 1 U h = 7.6mm L = 102 essaie aile vers l'effort 1 1 1 1 1 1 1 1 1 6 eeaais effort inverse 1 1 1 1 1 1 1 9 1 F 1 Butées arceaux butées = carrés 25 x 25 mm 1 1 1 1 1 1 1 1 1 Arceaux = h = 102 diamètre 12, 7 mm 1 1--------------------------------------------------------------------------------------------------------1 1 1 1 1 1 1 1 1 1 11971 1 NISHIHURA 1 J 1 185 1 7 1 1 S 1 Barre transversale de 16 mm de diamètre supportée par une ou 1 1 1 ORlHJRA 1 1 1 1 27 1 S 1 deux nervures verticales. Le perçage de cette nervure varie en 1 1 1 ARIGA 1 1 1 1 1 1 forme et en importance. 1 1-------------------------------------------------------------------------------------------------1 1 1 1 1 1 1 1 1 1 l 1971 1 TAYLOR 1 GB 1 181 1 8 1 35 1 S 1 Effet d'un renformis (6). Effet du ferraillage du renformis ( 8) 1 1 1 PLl.lt 1 1 1 1 1 1 De l'espacement (ou du nombre de connecteur goujons (6). Effet 1 1 1 PARASOZONEHOSI 1 1 1 1 1 d'un effort de bridage (6) Comepraison push-out/Push-off, inci-1 1 1 1 1 1 1 1 1 dence de l'excentricité de l'effort dans un essais push-out ( 9 ) 1

l-------------------------------------------------------------------------------------------1 1 1 1 1 1 1 1 1 1 11970 1 CLARKE 1 GB 1 121 1 0 1 20minil f 1 Fatigue sous cisaillement giratoire d'amplitude variable 1 1 1 1 1 1 1 1 1 de gouj one Nelson 13 x 65 et 19 x 100 mm 1

1 -----------------------------------------------------------------------------------1 1 1 1 1 1 1 1 1 1 l 1972 1 HAWKINS 1 AUS 1 18 1 1 47 I S I Goujons 1 1 1 1 1 1 1 1 - propriétés mécaniques du métal du goujon 32 < Cïe < 70 1 1 1 1 1 1 1 1 62 < r < 85 kip/sin 1 1 1 1 1 1 1 1 - résistance du béton/cylindre l980<Rc<8990 190<Rt<S9l(lb/sqin~ 1 1 1 1 1 1 1 1 - ferraillage des dsllettes 1 1 1 1 1 1 1 1 - nature du béton = béton léger 1 1 1 1 1 1 1 1 - diamètre du goujon 19 et 22 mm 1 1 1 1 1 1 1 1 - ratio hauteur/diamètre du goujon 6 2,3 3,3 j

1--------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------i

TABLEAU RECAPITULATIF DES ESSAIS SUR CONNECTEURS

ET POUTRES CONNECTEES

i~=~==i==~~~~~;======i=~:;;==j~:=~:;~j=~~~~;~=~7====~:i=~;~:=~:==i====~:;:~:~;::=:~~~~::=~~;:=~==~7:;::~=~~:~~~~~=================i 1 1 1 1 1Poutres1Push-out1chargement1 et nombre d'essais réalisés 1 1-----i ______________ i _______ i _______ i _______ i _______ i ___________ ï ________________________________________________________________ \

11978 1 HALLAM I AUS 1 120 1 0 1 18 1 f 1 Goujons 0 19- définition des courbes charge/glissement. I 1 1 1 1 1 1 1 1 lJ essais à sollicitations répétées( Qmax/Que = 0 ,2-0, 3-0, 1-0, 4 i 1 1 1 1 1 1 1 1 5 essais à amplitude variable. Etude de validité de la 1 1 1 1 1 1 1 1 1 loi de Miner, évolution des glissements suivant le nombre de 1 1 1 1 1 1 1 1 1 cycles appliqués 1 1-----~-------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------1 1 1 1 1 1 1 1 1 1 11978 1 VIRDI 1 AUS 1 30 1 O 1 12 1 f 1 Goujon 16 mm soudé sur tôle 10 mm incidence de la présence de 1 1 1 WOO 1 1 1 1 1 1 cavités coniques (45°) à la base des goujons. variable : 1 1 1 1 1 1 1 1 hauteur de la cavité de 0 à 25 mm 1 1-~~------------------~~----------------------------------------------------------------------------------------------------1 1 1 1 1 1 1 1 1 1 11979 1 JONES 1 AUS 1 32 1 O 1 8 1 S 1 barre longitudinale droite soudée Dia = 20, 24, 32, 36 mm 1 1 1 BOWLER 1 1 1 1 1 1 Re : 26, 5 à 36 MPa I 1 1 1 1 1 1 2 1 S 1 idem soudées sur plats espacés Dia = 24, 36 mm 1 1 1 1 1 1 1 4 1 S 1 barre longitudinale droite Dia = 20, 24, 32, 36 Re 26 1 1 1 1 1 1 1 1 1 à 29 1 1 1 1 1 1 1 2 1 S 1 idem ondulée soudée Dia 24 Re 23 à 29 MPa 1 i _____ i ______________ ï _______ i _______ i _______ i ___ : ___ i ___________ i_: ______ ~ ___________________________________________ ,

11980 1 PRCFIL MIXTE 1 f 1 29 1 8 1 O 1 S 1 Essai de plaques mixtes spéciales fonctionnant en poutres 1 1 L.N.(. 1 1 1 1 1 1 (procédé "profil mixte") 1 1--------------------------------------------------------------------,-------------------------------------------------------------1 I I 1 1 1 1 1 ARCEAUX 1 1 1 1 1 1 1 1 ------------------------------------ 1 11980 1 SEDOIK 1 f 1 l 1 I I 0 mm 114 16 20 20 20 1 14 16 16 16 1 •dont sollici- 1 1 1 1 1 1 1 1 r 111111 140 60 60 80 1001 40 60 80 1001 tations inver-1 1 1 1 1 1 1 1 Re 1 30 MPa 1 40 MPa 1 ses 1 1 1 1 1 1 l 30 1 S 1 nombre 1 l l Z Z Z 1 l &> 5* Z 1 1 1 1 1 1 1 1 1 ------------------ ·------- 1 1 1 1 1 1 1 1 2 fois 1 1 1 1 1 1 1 1 1 1 1 1 1 1 1 1 1 1 1 1 1 1 0 14 1 f 1 0 : 16, r : 60, Re : 30 MPa I 1 1 1 1 1 1 1 -------- ------------------------------ 1 1 1 1 1 1 1 1 Qmax 1 0,5 QU 1 O, 7 Qu 1 0,9 Qu 1

1 1 1 1 1 1 1 ratio 1 1,0 0,51 0,13 0,33 0,55 1 0,27 0,47 0,64 1 1 1 1 1 1 1 1 1 ----------------------------------------------- 1

1------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------1 1 1 1 1 1 1 1 1 1 11981 1 CANCIANI 1 1 21 1 l? 1 6 1 S 1 Goujons diamètre 12 mm soudés horizontalement sur l'âme 1 1 1 PUHALI 1 1 1 1 1 1 - nature de la soudure (manuelle, automatique) 1 1 1 1 1 1 1 1 1 - distance axe goujon/nu parement 1 1 1 1 1 1 1 1 1 - incidence de la densité du fernillage. 1

1-------------------------------------~------------------------------~~--------------------------------------------1 1 1 1 1 1 1 1 1 i 11983 1 CASTAl.LIJCI 1 f 1 122 1 6 1 1 f 1 fatigue de poutres métalliques pour ponts mixtes sollicitées 1 1 1 SOCQUET 1 1 1 1 1 1 en flexion circulaire. Incidence de la nature du profilé 1

/ _____ ! ______________ !------~-------~-----~-------~----------1 sup~~~-~~~~...':'.~:~-:~~=~:~~-~:-=~~~~:~2 _______________ )

l 1984 1 BAOOUX 1 CH 1 50 1 1 1 1 support 1 IPE 180 HEB 240 HEB 240 1 1 1 BRYAN 1 GB 1 1 1 1 1 type connecteur 1 HVB 80 HVB 105 (connecteur HIL TI) 1 1 1 LEARY 1 GB 1 1 l 16XJ dont (( 15x3) S 1 Nb bacs étudiés 1 4 4 lx2 1 1 1 STARK 1 NL 1 1 1 1 ((lxJ) f 1 Nb essais sens bacs 1 l l 1 1 1 TSCtEM:RNECG 1 A 1 1 0 1 1 1 espacemt connec.(111111) 1 45 100 40àl00 1 1 1 pour Hilti 1 1 1 l 3x3 essais 1 ---------------------------------------------------1 1 1 1 1 1 !sens becs 1 4 connecteurs HILTI par face 1

1 1 1 1 1 total essais Hilti = 48 1 divers:sur IPE 180 = fatigue l essai, résistance béton 2 essais 1 1 1 1 1 1 1 1 1 HVB 80 = chargement transversal sans bac l 1 1--------------------------------------------------------~~---------------------------------------------------------------1 1 1 1 1 1 1 1 1 . 1

l 1984 1 HAWKINS 1 AUS 1 18 1 0 1 10 1 F 1 Goujons 19 mm 1 1 !MITCHELL 1 CAN 1 1 1 13 1 S 1 -type de chargement : alterné/statique 1 1 1 1 1 1 1 1 1 -bacs colleborsnts : avec/sens 1

1 1 1 1 1 1 1 1 -géométrie du bac f 1 1 1 1 1 1 1 1 -orientation du bec 1

1-----~----------------------------------------------~~--~---~~------~-----------------------------------------1 1 1 1 1 1 1 1 1 1

11984 IROIK HANSVILLEI D 1 15 1 1 9 1 S 1 Mécanisme d'introduction des charges dans les poteaux mixtes 1 1 1 1 1 1 1 1 1 connectés par goujons Nelson de 22 mm de diamètre soudés sur la 1 1 1 1 1 1 1 1 1 membrure. Le paramètre est le nombre de niveaux de connecteurs.!

1----------------------------------------------------------------------------------------------------------------------1 1 1 1 1 1 1 1 1 1 11984 1 CANCIANI 1 I 1 134 1 6 1 1 S 1 goujons soudés horizontalement sur l'âme 1 1 1 PUHALI 1 1 1 1 1 1 I 1-------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------1 11985 1 KATO et Al 1 J 1 188 1 11 1 20 1 S 1 Essais de profilés à membrure supérieure embossée 1 1 1 1 1 1 1 1 1 forme de l'embosaement. 1

1-------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------1 l 1985 1 NADASl<AY 1 USA 1 23 1 1 1 S 1 "Stub Girder floor system" 1 1 1 BIJCl(NER 1 1 1 1 1 1 boulons 2,5 111111 dans le cadre de modèles réduits de plancher 1 1 1 1 1 1 1 1 1 mixtes à connecteurs concentrés 1

==================================================================================================================================

Ji

Titres parus

RAPPORTS DES LABORATOIRES

Série OUVRAGES D'ART

OA-1 - Les pierres . Altérations. Traitements. Alain Lootvoet (1986)

OA-2 - Corrosion des aciers dans lès bétons . Pierre Brevet, André Raharinaïv© (1987)

OA-3 - Comportement local de connecteurs acier/béton sollicités au cisaillement. Étude bibliographiqÙe.Pierre Trouillet (1987)

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