Rapport Final PFE

BOUREL Chloé Elève Ingénieur - INSA Strasbourg Spécialité Génie Civil - Option Construction d’Ouvrages

Projet de fin d’études

Etudes d’exécution des structures béton armé de la zone turbine d’une usine d’incinération à Jersey suivant les normes anglaises Juin 2009

Tuteur Entreprise : VIVERET Jean-Paul Ingénieur Génie Civil, Spie Batignolles Tuteur INSA Strasbourg : HECKMANN Eric Ingénieur Structure, Ingérop

Etudes d’exécution des structures béton armé de la zone turbine d’une usine d’incinération à Jersey suivant les normes anglaises

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Remerciements

Je tiens à remercier tout particulièrement : •

Monsieur Laurent LEBLOND, Directeur Technique de SB TPCI ainsi que Monsieur Rémi BILLANGEON, Ingénieur en Génie Civil et responsable du bureau d’étude de me permettre d’effectuer mon Projet de Fin d’Etude au sein du groupe Service Expertise et Structure de Spie Batignolles TPCI.

•

Monsieur Jean-Paul VIVERET, mon tuteur de stage, pour sa disponibilité, son aide, ses explications, qui s’efforcent à rendre mon projet toujours plus intéressant.

•

Monsieur Yi ZHANG, Monsieur Christian ROBERT, Monsieur Christophe ANSALDI, Monsieur Pascal JOUCHOUX et Madame Marie-Catherine BONNAT, Madame Leslie XUEREF, ainsi que Messieurs les projeteurs, pour leur gentillesse et leur disponibilité pour répondre à mes multiples questions.

•

Monsieur Heckmann, mon tuteur INSA, pour ses conseils.

Enfin, je remercie mes amis et ma famille, pour leurs encouragements et leur soutien tout au long de mon stage.

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Résumé et mots-clés

Ce rapport a pour but de présenter mon Projet de Fin d’Etude que j’ai réalisé au sein du groupe Service Expertise et Structure, de la filiale Spie Batignolles TPCI. Ce sujet concerne l’étude en phase d’exécution de la construction d’une usine d’incinération sur l’île de Jersey, plus précisément la Zone Turbine. Dans un premier temps, aura lieu l’étude du contreventement afin d’obtenir les sections d’acier des voiles, puis l’étude du radier et enfin le dimensionnement de toutes les structures en béton armé, c'est-à-dire les poutres, les poteaux et les dalles. Les études faites ont pour but de fournir des principes de ferraillage aux projeteurs. Jersey dépendant du Royaume-Uni, il a fallu pour l’étude de ce projet, s’imprégner des normes anglaises. Ainsi, des éléments de comparaison entre les normes anglaises et françaises ont été intégrés au rapport de se faire une idée des différences.

Mots clés : Béton Armé, Structure, Contreventement, Normes Anglaises

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Sommaire Résumé et mots-clés ................................................................................................................. 4 Sommaire .................................................................................................................................. 5 Avant-propos ............................................................................................................................ 7 1.

Présentation de l’entreprise d’accueil ............................................................................ 8 1.1. Présentation du groupe Spie Batignolles.................................................................... 8 1.2. Organisation de Spie Batignolles TPCI ..................................................................... 8 1.3. Service Expertise et Structure de Spie Batignolles TPCI .......................................... 9

2.

Présentation du projet ................................................................................................... 10 2.1. Localisation du projet............................................................................................... 10 2.2. Fonctionnement de l’usine d’incinération................................................................ 11 2.3. Description de la structure........................................................................................ 11 2.4. Caractères géotechniques ......................................................................................... 12 2.5. Enjeu économique et environnemental .................................................................... 13 2.6. Description du sujet d’étude..................................................................................... 13 2.6.1. Le dimensionnement ........................................................................................ 13 2.6.2. Le pilotage des projeteurs ................................................................................ 14

3.

Critères de conception ................................................................................................... 15 3.1. Matériaux ................................................................................................................. 15 3.1.1. Béton ................................................................................................................ 16 3.1.2. Acier ................................................................................................................. 16 3.2. Prescriptions particulière pour le béton armé........................................................... 16 3.2.1. Fissuration ........................................................................................................ 16 3.2.2. Recouvrement................................................................................................... 16 3.3. Données du site ........................................................................................................ 17 3.3.1. Données de vent ............................................................................................... 17 3.3.2. Données du sol ................................................................................................. 17 3.4. Charges..................................................................................................................... 17 3.5. Combinaisons de charges ......................................................................................... 18 3.5.1. Etat Limite de Service ...................................................................................... 18 3.5.2. Etat Limite Ultime............................................................................................ 18

4.

Etude du PC21 – Eléments de comparaison BS / BAEL ............................................ 19 4.1. Présentation de la structure ...................................................................................... 19 4.2. Détermination de la section d’aciers longitudinaux ................................................. 20 4.3. Détermination de la section d’acier transversaux..................................................... 21 4.4. Longueur de recouvrement....................................................................................... 23 4.5. Principe de ferraillage .............................................................................................. 24

5.

Etude du radier............................................................................................................... 25 5.1. Modèle aux éléments finis........................................................................................ 25 5.2. Charges..................................................................................................................... 26

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5.3. 5.4.

Tassements différentiels ........................................................................................... 26 Principe de ferraillage .............................................................................................. 27

6.

Etude du contreventement............................................................................................. 31 6.1. Hypothèses ............................................................................................................... 31 6.2. Modèle de comportement......................................................................................... 32 6.3. Définition des charges .............................................................................................. 33 6.4. Distribution des efforts dans chaque voile ............................................................... 34 6.4.1. Cas 1 : vent dans la direction de X................................................................... 35 6.4.2. Cas 2 : vent dans la direction de Y................................................................... 36 6.5. Détermination du moment de torsion....................................................................... 37 6.5.1. Détermination des bras de levier :.................................................................... 37 6.5.2. Cas 1 : vent dans la direction de X................................................................... 37 6.5.3. Cas 1 : vent dans la direction de Y................................................................... 38 6.6. Détermination des efforts internes ........................................................................... 39 6.6.1. Voile 1 .............................................................................................................. 39 6.6.2. Voile 2 .............................................................................................................. 40

7.

Etude des éléments de la structure ............................................................................... 42 7.1. Dimensionnement de la dalle niveau +12.00 ........................................................... 42 7.1.1. Détermination de la section d’acier.................................................................. 43 7.1.2. Etude des renforts............................................................................................. 43 7.1.3. Principe de ferraillage ...................................................................................... 47 7.2. Etude des poteaux..................................................................................................... 49 7.2.1. Critère de dimensionnement............................................................................. 49 7.2.2. Application numérique ..................................................................................... 49 7.3. Etude des poutres du niveau +12.00m ..................................................................... 51 7.4. Etude de la dalle du niveau +6.00m ......................................................................... 55 7.5. Etude de la poutre du niveau +6.00m....................................................................... 56

Conclusion............................................................................................................................... 58 Références bibliographiques ................................................................................................. 59 Annexes ................................................................................................................................... 60

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Avant-propos

Dans le domaine des travaux publics, plusieurs types d’ouvrages peuvent être étudiés : les ouvrages d’arts, les travaux maritimes, les travaux souterrains, et les ouvrages industriels. Chaque ouvrage a une spécificité telle qu’il est presque impossible de généraliser des méthodes à l’ensemble des projets. Les études sont de ce fait très spécifiques et demande beaucoup d’attention de la part des ingénieurs. L’usine d’incinération que nous allons étudier fait partie des ouvrages industriels. Un autre aspect spécifique de ce projet est sa situation géographique. En effet, l’île de Jersey dépend du Royaume-Uni et donc des normes anglaises, ce qui demandera d’autant plus d’attention de la part de l’ingénieur du fait du changement de norme ainsi que son étude en anglais. L’objectif de ce stage est d’apporter une contribution significative à l’étude de ce projet en se concentrant entièrement sur une partie de la structure, qui est la zone turbine. Après avoir présenté l’entreprise, ainsi que le projet, et des critères de conception, nous parlerons des différents éléments à étudier. Le chapitre 4 étudie une simple poutre, ce qui permet de prendre connaissance des normes anglaises. Intégrer des éléments de calcul aux normes françaises montre les différences qui existent entre les deux normes. Dans le chapitre 5 sera étudié le contreventement de manière détaillée, avec la particularité que les voiles sont étudiés non pas en console longue, mais en console courte. L’étude du radier au chapitre 7 est faite à partir d’un logiciel de calcul aux éléments finis et permet de fournir les cartes de ferraillage pour les projeteurs. Enfin, le chapitre 7 détaille les calculs des différents éléments en béton armé de la structure, c’est-à-dire les poutres, les dalles, les poteaux. Le but de ces études est de fournir des principes de ferraillage aux projeteurs, afin qu’ils puissent rapidement établir les plans destinés à l’exécution de la construction de l’usine.

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1. Présentation de l’entreprise d’accueil 1.1.

Présentation du groupe Spie Batignolles

Spie Batignolles est le 5e groupe français de construction. Il intervient principalement sur les marchés de l’industrie, de l’environnement et du bâtiment. Les actionnaires de Spie Batignolles sont les cadres dirigeants à 69% et Barclays Private Equity France à 31%. En 1846, Ernest Gouïn crée la société Ernest Gouïn & Cie, qui devient plus tard la Société de Construction des Batignolles (SCB). En 1968, la Société Parisienne pour l’Industrie Electrique (SPIE) et SCB fusionnent pour former Spie Batignolles. En 2003 Spie Batignolles, filiale « construction » de SPIE est cédée à ses cadres dirigeants. Le chiffre d’affaires est de 1273 M€ et le résultat d’exploitation 48 M€. Quelques unes des grandes réalisations de Spie Batignolles sont : • Le pont de Normandie (1995) • Le tunnel sous la Manche (1995) • Aéroport RCDG Terminal 2F (1999)

Figure 1.1.1 : Filiales de Spie Batignolles

1.2.

Organisation de Spie Batignolles TPCI

Spie Batignolles TPCI est une filiale de Spie Batignolles chargée des Travaux Publics et des Constructions Industrielles. Son organisation en sous-filiales est présentée dans l’organigramme suivant :

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SB TPCI

Direction Administrative Direction Commerciale Direction Opérationnelle (travaux) Direction Technique

Service prix estimation

Service Méthode

Service Expertise

Figure 1.2.1 : Organisation de SB TPCI

1.3.

Service Expertise et Structure de Spie Batignolles TPCI

Le Service Expertise et Structure de SPIE Batignolles est spécialisé dans les études d’avant projets et les études d’exécution. Il se tourne plus particulièrement vers les ouvrages industriels, tels que les usines d’incinération, les stations d’épuration, les ouvrages d’arts tels que les ponts et les viaducs, les travaux souterrains que sont les tunnels, et les travaux maritimes. Parmi les ouvrages qui ont été réalisés par SPIE Batignolles TPCI figurent notamment le tunnel de contournement de Toulon, le viaduc de Verrières ou celui de Ventabren pour le TGV Méditerranée. SPIE Batignolles a également participé à des projets à l’étranger, comme les ouvrages souterrains et de surface du Tunnel sous la Manche, ou le centre de recherche du CNESTEN au Maroc. Ce service est également spécialisé dans l’expertise (géologie et géotechnique, béton et informatique scientifique en interne) ainsi que dans l’assistance aux chantiers pour les problèmes de conception.

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2. Présentation du projet 2.1.

Localisation du projet

L’Etat de Jersey souhaite construire une usine d’incinération à La Colette, Saint Helier. Le site est localisé sur la côte de Jersey à l’est de la ville. Figure 2.1.1 et 2.1.2 : Situation géographique de l’Etat de Jersey ainsi que l’implantation de l’usine d’incinération

Implantation de l’usine d’incinération à « La Colette »

Figure 2.1.3 : Situation géographique du projet

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2.2.

Fonctionnement de l’usine d’incinération

Figure 2.2.1 : Fonctionnement de l’usine d’incinération

Traitement des déchets : les camions arrivent sur l’aire de stationnement « tipping apron », puis déversent les déchets dans la fosse de réception « bunker hall ». Un grappin saisit les ordures et alimente la combustion des fours. Les cendres provenant de la combustion sont alors récupérées puis stockées dans une fosse qu’est le bâtiment BWF. Production d’énergie : la partie « boiler hall », c'est-à-dire la chaudière, récupère la chaleur dégagée par les fours et la transforme en vapeur, qui sera alors transformée en électricité par un turboalternateur. Une partie de l’électricité sera utilisée pour le fonctionnement de l’usine, le reste alimentera l’île. Absorption des fumées : les fumées issues de l’incinération sont traitées par la partie « flue gas treatment hall » pour limiter les rejets dans l’atmosphère : poussières, métaux lourds, acides…

2.3.

Description de la structure

La structure est composée de 2 bâtiments : Le bâtiment BWF (Bulky Waste Facility) Le bâtiment EFW (Energy From Waste) Le bâtiment BWF constitue la fosse réceptionnant les cendres produites par la combustion des déchets. Le bâtiment EFW est composé principalement de : • Bunker hall : la fosse réceptionnant les déchets • Boiler hall : la zone contenant la chaudière

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• •

Turbine hall : la zone produisant l’éléctricité Une partie administrative

Le bâtiment EFW est surmonté d’une charpente métallique. La descente de charge est donnée en annexe 6 sous forme d’une coupe du bâtiment et des coordonnées et la charpente ainsi que le tableau donnant les charges.

2.4.

Caractères géotechniques

De manière générale, l’usine est située sur un remblai de mauvaise qualité au dessus d’un rocher extrêmement dur.

Figure 2.4.1 : Fonctionnement de l’usine d’incinération

Pour parer à cette difficulté géotechnique, environ 350 micropieux ont été implantés. Le projet est situé en bordure de mer, l’environnement marin a eu une influence sur le choix du béton à utiliser. La fosse à ordure ménagère est partiellement dans l’eau à marée haute, des calculs spécifiques sont entrepris prenant en compte les données de marées. Ce dernier point ne sera pas soumis à une étude particulière dans ce rapport. Toute la structure au niveau 0.00m est fondée sur micropieux directement sur la roche pour éviter les tassements différentiels entre les équipements et pour équilibrer les lourdes charges de la structure. Seulement deux parties ne sont pas réalisées sur micropieux du fait de l’absence d’équipement : • •

La zone « Bulky waste » entre les lignes A et B et l’aire de stationnement inclinée entre les lignes B et C. La fosse des déchets « waste pit » est directement fondée sur la roche.

Toutes les parties de l’usine au-dessus de la galerie existante sont fondées sur des têtes de pieux de 7.5 mètres de long pour éviter un accroissement des charges sur la galerie existante. Les charges horizontales sont distribuées par un radier global, lequel travail comme une poutre horizontale entre la fosse des déchets (directement fondée sur la roche) et les fondations superficielles entre les lignes Gt et Ht.

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2.5.

Enjeu économique et environnemental

Le nouveau centre remplacera l’usine d’incinération vieillissante de Bellozanne et s’inscrit dans le plan environnemental global « Keeping Jersey Special » lancé par l’Etat de Jersey. L'installation comprendra: - deux lignes d'incinération de 7,5 t/h chacune, permettant de traiter 105 000 tonnes de déchets par an; - un système de traitement des fumées SECOLAB (Procédé breveté LAB filiale traitement des fumées du Groupe CNIM) à sec à la chaux et au charbon actif complété par une réduction des émissions de NOx de type SNCR permettant d'obtenir des performances environnementales exceptionnelles; - un turboalternateur de 10,2 MW qui pourra produire environ 7% à 9% de l'électricité de l'île. Dans un souci d'efficacité économique et environnementale, l'installation partagera certains équipements avec la centrale énergétique de Jersey Electricity en fonctionnement sur le site. Au final, grâce à cette réalisation, l'Etat de Jersey optimise sa gestion des déchets et fait un grand pas dans sa démarche environnementale en considérant les déchets comme énergie renouvelable. Il supprime une usine obsolète pour la remplacer par un centre de valorisation énergétique ultramoderne qui sera l'un des plus propres d'Europe et permettra d'alimenter en électricité près de 8000 foyers.

2.6.

Description du sujet d’étude

Le sujet est l’étude en phase d’exécution de l’usine d’incinération de Jersey et plus précisément la Zone Turbine, le projet étant constitué de plusieurs zones que l’on peut étudier séparément (voir annexe 1). Il consistera dans un premier temps à dimensionner les structures en béton armé, voiles, poteaux, poutres et dalle, puis à piloter les projeteurs pour le coffrage et le ferraillage. Pour appréhender la globalité d’un tel projet, il est nécessaire d’en détailler les parties.

2.6.1. Le dimensionnement Jersey dépendant du Royaume-Uni, les calculs se font à l’aide des normes anglaises que sont les British Standards. Une étude comparative entre le BAEL 91 rév.99 et les British Standard sera faite au cours des étapes de calcul. Voir en annexe 2 le tableau récapitulatif des comparaisons. La structure est fondée sur le rocher par des micropieux, la descente de charge s’applique donc directement au rocher et la résistance du sol est considérée comme négligeable. Pour le dimensionnement, deux logiciels seront à étudier : le logiciel FER pour le calcul de section d’acier, et le logiciel SYSTUS pour la modélisation du radier et la détermination précise des sections d’acier de cette partie. Les études concernent donc essentiellement la partie béton armé dans la zone turbine, plus précisément : - Fondations (têtes de pieux, chevêtres) - Radier - Contreventement

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-

Eléments de la structure porteuse

2.6.2. Le pilotage des projeteurs Le rôle de l’ingénieur est d’appréhender non seulement un projet dans sa globalité, mais également d’en maîtriser les éléments constitutifs. Ainsi, il faut identifier, formaliser et fournir aux projeteurs les informations nécessaires à la réalisation adéquate des plans. Parmi ces informations, le type de ferraillage, la surface ferraillée, les cotes des arrêts de barres, les chapeaux pour le ferraillage supérieurs, sont autant d’éléments à clarifier sur des cartes de ferraillage destiné au projeteur. Enfin, le contrôle des plans fait partie du travail de l’ingénieur et sera à faire au fur et à mesure.

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3. Critères de conception 3.1.

Matériaux

Les spécifications du béton et des recouvrements sont choisis selon le BS 8500, tables A3-A4, qui ont été déterminées pour une durée de vie d’au moins 50 ans. En France, les essais de compression du béton se font sur cylindre, tandis qu’ils se font sur cube en Angleterre. Pour l’acier, la notation de la caractéristique de la résistance à la traction est différente. Tableau 3.1.1 : Comparaison des notations du BS et du BAEL

- béton ex : C35/45

BAEL 91 rév.99

BS 8110

fc28 sur cylindre fc28 = 35 MPa

fcu sur cube fcu = 45 N/mm²

fe

fy

- acier

Le tableau suivant donne les diagrammes parabole-rectangle et contrainte-déformation pour les vérifications à l’état limite ultime du béton et de l’acier, ainsi que les coordonnées caractéristiques des deux courbes, et les coefficients de sécurité des deux matériaux. Tableau 3.1.2 : Comparaison des matériaux du BS et du BAEL

BAEL 91 rév.99 - béton

- acier

fcd =

BS 8110

0.85 fc 28

fcd =

γm

γ m = 1.15

0.67 fcu

γm

γ m = 1.05

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3.1.1. Béton Le type de béton fournit pour ce projet est: •

C35/45, selon la classe d’exposition XS3 du BS 8005, sous le niveau 0.00m et pour tout le bunker. fcu = 45 N/mm²

υ = 0,20

Coefficient de Poisson Module d’élasticité •

E = 29.000 N/mm²

C30/37, selon la classe d’exposition XC3 du BS 8005 (protection par le revêtement) partout ailleurs. fcu = 37 N/mm²

υ = 0,20

Coefficient de Poisson Module d’élasticité

E = 28.000 N/mm²

La teneur minimal en ciment et le ratio maximal eau / ciment sont en accord avec le BS 8005.

3.1.2. Acier ƒyk ≥ 500 N/mm² pour les aciers à Haute Adhérence (T) ƒyk ≥ 250 N/mm² pour les aciers laminés à chaud (R) Module d’élasticité E = 200 000 N/mm²

3.2.

Prescriptions particulière pour le béton armé

3.2.1. Fissuration La fissuration est limitée selon le BS 8110 : W < 0.3 mm pour la structure béton. Pour la conception du « waste bunker » sous le niveau 0.00m, la fissuration est limitée selon le BS 8007 (exposition sévère ou très sévère : §2.2.3.3) à : W < 0.2 mm

3.2.2. Recouvrement Selon le BS 8500 : • •

Infrastructure : 5cm pour les éléments en contact avec la terre, l’eau ou les déchets (tout le bunker) Superstructure : 3.5cm partout ailleurs (Béton XC3)

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3.3.

Données du site

3.3.1. Données de vent • •

Vitesse du vent : Vb = 24m / s Vitesse du vent :

S a = 1.00 facteur d’altitude S d = 1.00 facteur de direction S s = 1.00 facteur de saison S p = 1.00 facteur de probabilité

Vitesse du vent sur site : V s = Vb × S a × S d × S s × S p = 24m / s

S b = 1.99 facteur de distance à la mer

Vitesse du vent effective : Ve = V s × S b = 24 × 1.99 = 47.8m / s 2 Pression dynamique : q = 0.616 × 47.8 = 1400 Pa = 1.40kPa

Voir annexe 3 pour la définition de la pression du vent sur les faces du bâtiment. NOTE : Le facteur saisonnier doit être réduit (selon l’annexe D du BS 6399 Partie 2) pour la vérification des éléments de la structure pendant la phase de construction du bâtiment, en particulier pour la vérification du comportement des murs porteurs (« waste bunker », area6, ...).

3.3.2. Données du sol •

Remblai La pression de la terre sur les voiles à côté de la fosse est calculée avec :

γ ' = 10kN / m 3 au-dessous le niveau de la nappe phréatique γ h = 18kN / m 3 au-dessus du niveau de la nappe phréatique K = 0.333 le coefficient de pression du sol

•

Sol 2 niveaux sont considérés : La partie supérieure : remblai La roche (d’après le rapport géologique et géotechnologique)

3.4. •

Charges

3 Charges permanentes : Béton : γ b = 24kN / m

Remblai : γ s = 18kN / m ; γ s ' = 10kN / m Les charges apportées par les équipements sont données par le document « Loads Drawings » de CNIM. Les réactions des poteaux métalliques sont données dans l’annexe 6. Les charges d’exploitation sont apportées par les documents CNIM pour l’aire technique et par les documents de EPR pour l’aire administrative 3

• • •

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3


• • •

Une charge minimale de 250 daN/m² est imposée pour les étages. Pour les surfaces où il y a des cloisons, une charge minimale de 100 daN/m² est imposée. Les charges de vent sont appliquées sur les poteaux métalliques, voir l’annexe 6. Selon le paragraphe 2.4.3.3 du BS 8110 – Part 1, ces effets ne requiert aucun calcul spécifique à l’ELU.

3.5.

Combinaisons de charges

Au cours du projet, il a été pratique de définir les charges de la sorte : DL : Dead loads (charges permanentes) LL : Live loads (charges d’exploitation) EW : Earth and Water pressure (pression apportée par la terre et l’eau) WL : Wind loads (charges de vent)

3.5.1. Etat Limite de Service SLS : 1.0 DL + 1.0 LL + 1.0 EW + 1.0WL

3.5.2. Etat Limite Ultime ULS1 : 1.4 DL + 1.6 LL + 1.4 EW ULS2 : 1.4 DL + 1.4 EW + 1.4WL ULS3 : 1.2 DL + 1.2 LL + 1.2 EW + 1.2WL

Dans le BAEL 91 rév.99 Charges permanentes : G Charges d’exploitation : Q Vent : W Neige : Sn Etat limite de Service : ELS

1.0G + 1.0Q

Etat Limite Ultime : ELU 1.35G+1.5Q 1.00G+1.5Q 1.35G+1.5Q+W G+1.5W

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4. Etude du PC21 – Eléments de comparaison BS / BAEL Cette partie a pour but de calculer les sections d’acier d’une simple poutre. Des éléments de comparaison des deux normes peuvent alors être abordés.

4.1.

Présentation de la structure

Sur le site, l’existence d’une galerie empêche l’implantation d’un côté du bâtiment à même le sol. Pour palier à cet impératif, une étude a été faite pour positionner des chevêtres (12 chevêtres au total), qui soutiendront l’ensemble de la structure. En phase d’exécution, il est alors demander de déterminer le ferraillage de chaque poutre (voir annexe 4). Le site étant une ancienne décharge, les fondations ont été faites sur micropieux pour pouvoir franchir les obstacles, notamment la roche et les produits de démolition de l’ancienne décharge. Les micropieux sont assimilés à des appuis simples pour les calculs. L’étude se limitera ici au chevêtre PC21 dont les dimensions sont : Largeur : b=1.4m Longueur : l=7.5m Hauteur : h=7.5m Il est situé de -1.15m à -2.95m en profondeur. Radier + Voiles + Dalles

Modélisation des charges :

Poids propre + Terre

Figure 4.1.1 : Modélisation du PC21

Que ce soit au BS ou au BAEL, les calculs se font à l’aide des formules classiques de la résistance des matériaux. Le détail des charges est donné dans la note de calcul située en annexe 5. Portée effective : La portée effective d’une poutre sur appuis simple peut être prise comme la plus petite distance entre la distance entre les centres d’appuis, et la distance entre nus d’appuis auquel s’ajoute la hauteur effective.

Selon le BAEL 91 rév.99 La portée à prendre en compte pour les calculs est mesurée entre nus d’appuis.

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4.2.

Détermination de la section d’aciers longitudinaux

Hypothèses de départ : • •

•

La distribution des déformations dans le béton en compression et des déformations des aciers, que ce soit en tension ou en compression, est issu de l’hypothèse que la section plane reste plane. La tension dans le béton est négligée. Les contraintes dans les aciers sont issus du diagramme déformation-contrainte vu précédemment, donné avec γ m = 1.05

Hauteur effective : Pour la détermination de la hauteur effective d, il faudrait effectuer un calcul rapide donnant la section d’acier nécessaire dans la poutre. De la hauteur de la poutre sont déduit l’enrobage, le diamètre du cadre, et la distance au centre de gravité de la section d’acier. Néanmoins, la hauteur de la poutre étant relativement grande, il est possible d’approximer la hauteur effective à d=0,9h :

d = 0.9 × h = 0.9 × 1.80 = 1.62m Encore une fois, la création d’un tableau Excel permet de calculer la section d’acier pour différents points de la poutre, et ainsi adapter le ferraillage. Deux points particuliers sont à envisager, c'est-à-dire à mi travée, et à 4.15m, là où s’appliquent les charges concentrées. En effet, les charges réparties impliqueront un moment maximal à mi-travée, et les charges ponctuelles au point où elles sont appliquées. Détermination de la section d’acier : La détermination de la section d’acier se fait selon le déroulement suivant :

 M K = bd ² fcu    K    z = d ×  0.5 + 0.25 − 0.9     M  As = 0.95 f y z 

 K = 0.036  Pour un béton C35/45, et au point le plus sollicité : M = 7123kN .m →  z = 1.55m  A = 96.2cm²  s Section choisie : 2x6HA40 → As = 96.5cm² Pour les prochains calculs, il est utile de créer un tableau Excel qui donnera rapidement les résultats menant à la détermination de la section d’acier.

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Selon le BAEL 91 rév.99 La détermination de la section d’acier se fait selon le déroulement suivant :

M  µ = bd ² f bc   1 − 1 − 2µ α =  0 .8  z = d × (1 − 0.4α )  M   As = zσ s 

0.85 f c 28 0.85 × 35  = = 19.83MPa  f bc = γ 1 .5  b avec :  σ = f e = 500 = 435MPa  s γ s 1.15

µ = 0.093 α = 0.123  Pour un béton C35/45 et au point le plus sollicité : M = 6797 kN .m →   z = 1.54m  As = 101.5cm² Section choisie : 2x7HA32 → As = 112.6cm ² Les coefficients de pondération à l’ELU au BAEL sont plus faible qu’au BS. Le moment obtenus est donc lui aussi plus faible, néanmoins, la section d’acier au BAEL est nettement plus élevée au BAEL.

4.3.

Détermination de la section d’acier transversaux

La contrainte transversale est calculée à l’aide de la formule :

V bd En aucun cas v ne doit dépasser min 0.8 f cu ;5 N / mm² . v=

{

}

La résistance au cisaillement réclame un pourcentage minimal d’acier. Les sections et la forme du ferraillage est donné, d’après le BS, dans le tableau suivant : Tableau 4.3.1 : Pourcentage d’acier transversal Forme de ferraillage transversale Il n’est pas nécessaire de mettre des aciers dans les petites sections de type linteaux

Valeur de v en N/mm²

< 0.5vc

Nombre minimal de cadres sur la longueur totale de la poutre

0.5vc < v < (vc + 0.4)

{

}

(v c + 0.4) < v < min 0.8 f cu ;5 N / mm²

Section d’armatures sous forme de cadres

21

Section des aciers transversaux -

Asv ≥ 0.4bv sv / 0.95 f yv La section minimale fournit une résistance au cisaillement de 0.4N/mm²

Asv ≥ bv sv (v − vc ) / 0.95 f yv


Dans le cas des British Standard, le ferraillage nécessaire pour résister au cisaillement se fait donc à l’aide d’un paramètre vc dépendant de plusieurs critères. La formule permettant de calculer vc est la suivante :

 100 As 0.79 ×   bv d

  

1

3

 400 d   ×   γm 

1

4

 fcu  ×   25 

1

3

où γm est le coefficient de sécurité pour l’effort tranchant sans armatures transversales et γ m = 1.25 . vc est alors donné dans le tableau suivant : Tableau 4.3.2 : Valeurs de vc fcu en N/mm² 45 100*As/(bv*d) <0,15 0,25 0,50 0,75 1,00 1,50 2,00 >3,00

150

200

0,50 0,59 0,74 0,85 0,94 1,07 1,18 1,35

0,46 0,55 0,69 0,79 0,87 1,00 1,10 1,26

d en mm 250 vc en N/mm² 0,44 0,52 0,65 0,75 0,82 0,94 1,04 1,19

300

>400

0,42 0,50 0,63 0,72 0,79 0,90 0,99 1,14

0,39 0,46 0,58 0,67 0,73 0,84 0,92 1,06

La création d’un tableau Excel permettra d’obtenir rapidement la valeur de vc pour les prochains calculs. Au point le plus sollicité : V = 2914kN → v = 1.28 Ferraillage de cisaillement minimal :

Asv 0 .4 × 1 .4 ≥ = 11.8cm² / ml s 0.95 × 500

Ferraillage de cisaillement :

 Asmax = 100.7cm²  bv = 1400mm d = 1620mm > 400mm  100 × Asmax 100 × 100.7 → = = 0.44 bv × d 140 × 162 → vc = 0.56 N / mm²

Asv 1.4 × (1.28 − 0.44) ≥ = 24.8cm² / ml sv 0.95 × 500

22


Selon le BAEL 91 rév.99 Au point le plus sollicité :

V = 2782kN

Ferraillage de cisaillement minimal :

At 0.4b 0.4 × 1.4 ≥ = = 11.2cm² / ml st fe 500 Vérification à l’appui :

As =

Vu × γ s 2782 × 1.15 = = 64.0cm² < 113.1cm² fe 500

Il faut aussi faire une vérification de la résistance au cisaillement :

 0.06 fc28  Vu 2782 × 10 3 τu = = = 1.23MPa ≤ τ u = min  ;1.5MPa  = 1.4MPa bu d 1400 × 1620  γb 

4.4.

Longueur de recouvrement

Longueur minimum de recouvrement : 300 mm Pour un béton C35/45, les longueurs de recouvrement sont données dans le tableau suivant : Tableau 4.4.1 : Tableau des valeurs de recouvrement K = Ll / Φ

Résistance de l’acier à 460MPa

Recouvrement en tension à 100%(face coffrée)

35

Recouvrement en tension à 140%(face non coffrée)

49

Recouvrement en tension à 200%(coin du coffrage)

70

Recouvrement en compression

35

Selon le BAEL 91 rév.99 Pour un acier de résistance feE500 et un béton de 35MPa, la longueur de recouvrement est de

l s = 34φ

Au BAEL, il n’y a pas de distinction entre face coffrée ou non coffrée pour le recouvrement. Cependant, on retrouvera la distinction dans les Eurocodes.

23


4.5.

Principe de ferraillage

Figure 4.5.1 : Principe de ferraillage du PC21

24


5. Etude du radier Le but de cette étude est de déterminer la disposition des armatures du niveau +0.00, afin de fournir aux projeteurs des croquis de ferraillage, qui serviront de modèle aux plans d’exécution du radier pour le chantier. L’étude est faite à l’aide de SYSTUS, logiciel de calcul aux éléments finis. Une vérification du

5.1.

Modèle aux éléments finis

Le premier étage (niveau +0.00m) a une épaisseur de 500mm pour la zone administrative (zone 2) et 350mm pour les autres zones (zones 1, 3, 4, 5).

Figure 5.1.1 : Définition des zones étudiées

25


Un modèle aux éléments finis en 3D a été fait pour analyser le comportement de la dalle sous différents chargements. Le premier étage au niveau +0.00m a été modélisé avec des éléments à 8 nœuds. La taille moyenne d’une maille est de 1m × 1m . Les longrines sont modélisées par des éléments de poutre et n’apparaissent pas dans les courbes isovaleurs qui seront obtenues. Il faut exploiter le modèle pour obtenir le ferraillage nécessaire dans les longrines. Néanmoins, deux cas défavorable se présentent : le passage d’un camion à mitravée d’une longrine, et l’excentrement des voiles par rapport à une autre longrine. C’est donc par calcul manuel qu’il faudra les étudier, ce qui ne rentre pas en compte dans l’étude ci-présente. Il est important de préciser les conditions limites. Le modèle est bloqué verticalement au droit des voiles. Les têtes de pieux ne peuvent être représenté par un point, ce qui donnerait des efforts ponctuels important mais locaux, et ne représenteraient pas la réalité. Ils ont donc été maillés en tant que surface et considérés comme des appuis élastiques.

5.2.

Charges

En Angleterre, la densité du béton est de γ b = 24kN / m , le poids propre de la structure est prise en compte automatiquement dans le modèle. Les charges sont définies dans la note technique : 4081-20-02/64-I-0002-I : plinths loads. 3

Selon la note technique : 4081-20-02/64-I-0001-D : loads definition, les surcharges de chaque zone sont : • • • • •

Zone 1 : 15kN / m ² Zone 2 : 5kN / m ² Zone 3 : 15kN / m ² Zone 4 : 20kN / m ² Zone 5 : 15kN / m ²

Le modèle aux éléments finis global prend en compte les charges permanentes et les charges d’exploitation. Un modèle local a été créé pour modéliser les déformations dues au tassement différentiel. Dans ce cas, la charge imposée est un déplacement. Le radier est considéré comme élastique, ce qui permet d’additionner les efforts. Cette hypothèse sera vérifiée lors du calcul des sections d’acier.

5.3.

Tassements différentiels

Le tassement différentiel est un facteur qui entre en jeu dans la déformation du radier. Il est provoqué par les micropieux. Dans la note expliquant les détails de calcul des fondations, l’entreprise de conception géotechnique « Raison Foster Associates » fournit une courbe qui permet d’obtenir le tassement différentiel en fonction de la charge appliquée.

26


.

Figure 5.3.1 : Courbe donnant le tassement différentiel en fonction de la charge

Dans un premier temps, une charge maximale de 10 000kN donnait un tassement différentiel de 3.5mm. Le modèle montrait alors la rupture du radier, il a donc fallu réviser le choix de la charge appliquée. Les charges permanentes ne provoquant pas de tassement différentiel, il est possible de ne prendre en compte que les charges d’exploitation, qui sont d’un maximum de 5 000kN, donnant une valeur de 1.75mm de tassement différentiel. Le tassement différentiel entre les appuis est pris à 1.75mm, il est appliqué à l’endroit le plus défavorable dans un modèle aux éléments finis local, c'est-à-dire là où la distance entre micropieux est minimale.

5.4.

Principe de ferraillage

Le logiciel FERTIT, logiciel interne à Spie Batignolles, permet de créer les cartes de ferraillage à partir des résultats de SYSTUS. Il permet aussi de vérifier que les armatures ne sont pas plastifiées et vérifie ainsi le modèle. Ici, l’hypothèse d’élasticité est donc vérifiée.

27


Les courbes isovaleurs obtenues représentent les surfaces pour lesquelles il est nécessaire de ferrailler, et en quelle quantité. Une exploitation manuelle des cartes de ferraillage permet de fournir aux projeteurs les croquis qui serviront de base aux plans d’exécutions. Il s’agit alors de repérer les zones où les sections d’acier sont les plus importantes, et de choisir un ferraillage en fonction. Sur le schéma sont tracés de manière explicite les détails des barres d’acier. Un calcul séparé a été effectué pour déterminer le ferraillage nécessaire pour résister au tassement différentiel. Les croquis de ferraillage tiennent compte de l’ajout. Les courbes suivantes représentent les nappes inférieures et les nappes supérieures du radier dans la direction de x et dans la direction de y.

28


Figure 5.4.1 et 5.4.2 : Principe de ferraillage du radier, nappe supérieure et nappe inférieure, dans la direction de X

29


Figure 5.4.3 et 5.4.4 : Principe de ferraillage du radier, nappe supérieure et nappe inférieure, dans la direction de Y

30


6. Etude du contreventement Les problèmes de calcul et de comportement élastique des voiles sont communs aux cas de vent et du séisme. Par rapport à d’autres systèmes constructifs tels que les portiques, les structures à murs porteurs en béton présentent plusieurs avantages, par exemple leur présence limite les déformations latérales, et leur rigidité permet de protéger les éléments non structuraux et les quelques poteaux existants. Plusieurs méthodes existent, leurs applications dépendent du modèle choisi, compte tenu de la forme du bâtiment, des dispositions et de la régularité des murs, de l’existence et de la position des ouvertures.

6.1. • • • •

Hypothèses

Les ouvertures dans les voiles représentent un pourcentage suffisamment faible pour pouvoir considérer des voiles pleins. L’influence des ouvertures entraînera une modification de la rigidité du voile. Le rapport de la hauteur à la largeur étant supérieur à 1.5, le fonctionnement des voiles est assimilé à un fonctionnement en console courte. Les calculs de chaque voile a été fait, considérant le voile comme non raidis par les voiles adjacents. L’étude est faite en statique, les efforts horizontaux étant dus au vent et non aux vibrations sismiques.

Modélisation :

l 2 = 19 m e 2 = 0.5m h2 = 12 m 19m 2 l1 = 36 m e1 = 0.5m

y 30m

3

1

36m

h1 = 12 m

l 3 = 36 m e 3 = 0 .5 m h3 = 12 m

4 x=0 y=0

l 4 = 19 m e 4 = 0.4 m h4 = 12 m Figure 6.1.1 : Modélisation de la structure

31

x


6.2.

Modèle de comportement

Cette méthode d’étude du contreventement s’appuie sur la détermination des rigidités des voiles, et passe par les calculs de leur section pour avoir le centre de torsion. En effet, les voiles sont considérées comme des consoles courtes plutôt que comme des consoles longues.

Modélisation :

Figure 6.2.1 : Modélisation d’une console courte

Le calcul du contreventement se fait par la détermination de la déformation en flexion et à l’effort tranchant. Un calcul rapide démontre que la déformation à la flexion est négligeable devant la déformation à l’effort tranchant, c’est donc sur ce dernier point que ce base les calculs suivants. La déformation produite par l’effort tranchant se traduit par un déplacement relatif de deux sections voisines distantes de dx, correspondant à une translation dv parallèle à l’effort tranchant, telle que :

dv V =− dx GΩ1 G est le module d’élasticité transversale, sa valeur est :

G=

E 2(1 + υ )

Ω1 est la section réduite à prendre en compte pour le calcul de la déformation d’effort tranchant. Pour un rectangle, sa valeur est de :

Ω1 =

5 ×e×l 6

La détermination des raideurs se fait par la formule :

→ Ki =

G × Ω1 5 × E × e × l = h 12 × h

La raideur de chaque voile est alors :

 5 × 28000 × 10 6 × 0.5 × 36 = 17500 MN .m −1 K1 = 12 × 12   5 × 28000 × 10 6 × 0.5 × 19 K = = 9240 MN .m −1  2 12 × 12 → 6  K = 5 × 28000 × 10 × 0.5 × 36 = 17500 MN .m −1  3 12 × 12  6  K = 5 × 28000 × 10 × 0.4 × 19 = 7390 MN .m −1 4  12 × 12

32


Détermination des sections : S i = ei × l i

S 1 = 0.5 × 36 = 18m 2  2 S 2 = 0.5 ×19 = 9.5m → 2 S 3 = 0.5 × 36 = 18m S = 0.4 × 19 = 7.6m 2  4 Détermination de la position du centre de torsion de chaque voile :

 x1 = 0.5 / 2 = 0.25  y1 = 36 / 2 − 6 = 12

Pour le voile 1 : 

 x2 = 19 / 2 = 9.5  y2 = 30 − 0.25 = 29.75


 x 3 = 19 − 0.5 / 2 = 18.75  y 3 = 36 / 2 − 6 = 12


 x 4 = 19 / 2 = 9.5  y1 = 0.4 / 2 = 0.2


Détermination du centre de torsion de la structure :

  xG =  → y =  G 

6.3. -

∑x ×S ∑S ∑y ×S ∑S i

i

=

0.25 × 18 + 9.5 × 9.5 + 18.75 × 18 + 9.5 × 7.6 = 9 .5 18 + 9.5 + 18 + 7.6

i

=

12 × 18 + 29.75 × 9.5 + 12 × 18 + 0.2 × 7.6 = 13.5 18 + 9.5 + 18 + 7.6

i

i

i

Définition des charges

Charge de vent : au plus défavorable, les pressions de vent sont définies comme tel :

Figure 6.3.1 : Représentation des efforts de vent

La résultante en est la somme, la pression du vent est donc de : P=1.42 kN/m²

33


-

Les charges apportées par la charpente métallique sont données par les documents de Campbell Reith (voir annexe 6) et sont définies comme suit :

y

x

Figure 6.3.2 : Localisation des charges apportées par la charpente métallique

Tableau 6.3.1 : Définition des charges en kN apportées par la charpente métallique Effort normal Réference 7 8 13 14 17 18 23 24 52 53 54

Effort tranchant (dans la direction de X)

Effort tranchant (dans la direction de Y)

Charges Charges Charges de Charges Charges Charges de Charges Charges Charges de permanentes d'exploitation vent permanentes d'exploitation vent permanentes d'exploitation vent 350 450 555 450 375 375 220 320 40 40 40

0 0 325 0 0 0 0 280 0 0 0

300 500 300 500 200 200 0 0 100 100 100

10 10 10 10 10 10 10 10 10 10 10

10 10 10 10 10 10 10 10 10 10 10

270 270 270 270 225 225 10 10 20 20 20

10 10 10 10 10 10 10 10 10 10 10

10 10 10 10 10 10 10 10 10 10 10

125 200 125 200 50 50 130 130 175 175 175

Les efforts ne sont pas concomitants, étant initialement les valeurs enveloppe.

6.4.

Distribution des efforts dans chaque voile

D’après les formules données précédemment, il est possible de déterminer la répartition des efforts repris en tête de voile. En effet, les efforts dans la partie basse sont repris par des semelles qui reposent sur le sol.

34


y=

W ×h G × Ω1

→ Wi = y ×

G × Ω1 = y × Ki h

6.4.1. Cas 1 : vent dans la direction de X

Modélisation :

Figure 6.4.1.1 : Schéma du vent dans la direction de X

Wx = Wx2 + Wx4 = y × ( K 2 + K 4 )   K 2 = 9240 MN .m −1  −1  K 4 = 7390 MN .m  h 12 W x = P × l × = 1.42 × 36 × = 307 kN  2 2 Calcul de la résultante des forces (centrée sur le voile) :

Figure 6.4.1.2 : Modélisation sous forme d’une poutre isostatique

F1 = ∑ Fi = 2 × 270 + 3 × 20 + 2 × 225 + 307 = 1357kN Au final on obtient les efforts repris en tête de voile par le voile 2 et le voile 4 :

35


K2 9240  Wx 2 = K + K × F1 = 9240 + 7390 × 1357 = 754kN  2 4 → K 7390 4 W = × F1 = × 1897 = 603kN x4  K2 + K4 9240 + 7390

6.4.2. Cas 2 : vent dans la direction de Y

Modélisation :

Figure 6.4.2.1 : Schéma du vent dans la direction de Y

h 12 = 1.42 × 19 × = 162kN 2 2

Wy = P × l ×

Calcul de la résultante des forces (non centrée sur le voile) :

Figure 6.4.2.2 : Modélisation sous forme d’une poutre isostatique

F2 = ∑ Fi = 125 + 200 +130 + 162 = 617kN x=

∑F × x i

F2

i

=

125 × 0 + (130 + 162) × 9.5 + 200 × 19 = 10.7 m 617

Les voiles 1 et 3 ont les mêmes caractéristiques, les efforts repris par les voiles 1 et 3 sont :

36


W y1 = W y 3 =

Wy 2

=

617 = 309kN 2

Wy1 = 309kN → Wy 3 = 309kN

6.5.

Détermination du moment de torsion

Le centre de poussée du vent étant excentré par rapport au centre de gravité, un moment de torsion entraîne des efforts supplémentaires qui doivent être pris en compte.

Modélisation :

Figure 6.5.1 : Schéma du moment de torsion

6.5.1. Détermination des bras de levier :  xG = 9.5m  y G = 13.5m

Centre de torsion : 

 xC = 10.7m  yC = 36 / 2 − 6 = 12m

Centre de pression : 

d x = xG − xC = 10.7 − 9.5 = 1.2  d y = yG − yC = 13.5 − 12 = 1.5m

6.5.2. Cas 1 : vent dans la direction de X M t1 = F1 × d y = 1357 × 1.5 = 2036kN .m

37


Pour déterminer le moment de torsion, on utilise un système d’équation qui permettra de trouver les inconnues.

∆W1 + ∆W3 = 0  ∆W2 + ∆W4 = 0 M = ∆W × x + ∆W × (a − x ) + ∆W × (b − y ) + ∆W × y 1 G 3 G 2 G 4 G  t1 Le flux de cisaillement, qui est une constante, est défini par :

ϕ = τ i × ei = cte

→ ∆Wi = τ i × ei × li = ϕ × li

Ainsi les équations se simplifient pour permettre de trouver le flux de cisaillement, qui permettra de calculer les efforts dans chaque voile induit par le moment de torsion :

M t1 = ϕ1 × l1 × xG + ϕ1 × l 3 × (a − xG ) + ϕ1 × l 2 × (b − y G ) + ϕ1 × l 4 × y G → 2036 = ϕ1 × (30 × 9.5 + 30 × 9.5 + 19 × 16.5 + 19 × 13.5) → ϕ1 = 1.79kN / m

∆W1 = 1.79 × 30 = 54kN ∆W = 1.79 × 19 = 34kN  2 → ∆W3 = ∆W3 = 54kN ∆W4 = ∆W2 = 34kN

6.5.3. Cas 1 : vent dans la direction de Y M t 2 = F2 × d y = 617 × 1.2 = 740kN .m M t 2 = ϕ 2 × l1 × xG + ϕ 2 × l 3 × (a − xG ) + ϕ 2 × l 2 × (b − y G ) + ϕ 2 × l 4 × yG → 740 = ϕ 2 × (30 × 9.5 + 30 × 9.5 + 19 × 16.5 + 19 × 13.5) → ϕ 2 = 0.65kN / m

ϕ 2 < ϕ 1 donc les charges finales intègreront les charges apportées par la torsion dans le cas du vent dans la direction de X, qui sont plus défavorables.

W1 = W y1 + ∆W1 = 309 + 54 = 363kN  W = 754 + 34 = 788kN → 2 W3 = 309 + 54 = 363kN W = 603 + 34 = 637 kN  4

38


6.6.

Détermination des efforts internes

Une étude des efforts internes de chaque voile permettra de vérifier si les contraintes sont

admissibles, et donnera le ferraillage minimal de la structure. La valeur de σ x est considérée comme nulle. L’étude au renversement implique l’utilisation des formules :

6× MR N  σ v min = e × l − e × l 2  6× MR N σ = + v max  e×l e×l2

6.6.1. Voile 1

Modélisation :

Figure 6.6.1.1 : Schéma du voile 1

Pour le détail des charges : voir l’annexe 7. Force du vent sur le voile : H w = 363kN Moment de flexion : M w = H w × h = 363 × 12 = 4356kN .m

Hw 363 = = 0.020 MPa e × l 0.5 × 36 Total des charges permanentes : G = 338.2kN / ml Total des charges d’exploitation : Q = 144.6kN / ml Charge de vent prise en compte : W = 25.0kN / ml Effort de cisaillement : τ =

Les combinaisons de charges suivantes donnent les efforts minimaux et maximaux s’appliquant sur le voile :

ULS1 : 1.4 × G + 1.6 × Q = 705kN / ml  ULS 2b : 1.0 × G − 1.4 × W = 303kN / ml

39


 N min = 303kN / ml →  N max = 705kN / m Vérification du ferraillage :

N min 6 M w 303 × 10 3 6 × 4356 × 10 3 − = − σ v min = e el ² 0 .5 0.5 × 36² → σ v min = 0.57 MPa > 0 Il n’est pas nécessaire de ferrailler ce voile. Vérification de la résistance du béton :

0.67 × 37 = 16.5MPa 1 .5 N 6 M w 705 × 10 3 6 × 4356 × 10 3 = + σ v max = max + e el ² 0 .5 0.5 × 36² → σ v min = 1.45MPa < 16.5MPa

La valeur admissible du béton C30/37 est : σ =

Détermination de la section d’acier : Celle-ci se fera d’après la méthode détaillée dans l’article « The provision of tension and compression reinforcement to resist in-plane forces » de Monsieur L.A.Clark. Voir annexe.

  Ax = (−σ x + τ ) ×    A = (−σ + τ ) × y  y

e f sd e f sd

 Ax < 0 Il n’est pas nécessaire de faire l’application numérique pour constater que  A < 0 . Il n’est pas  y nécessaire de ferrailler ce voile.

6.6.2. Voile 2

Modélisation :

Figure 6.6.2.1 : Schéma du voile 2

Pour le détail des charges : voir l’annexe 7.

40


Force du vent sur le voile : H w = 788kN Moment de flexion : M w = H w × h = 788 × 12 = 9456kN .m Effort de cisaillement : τ =

Hw 788 = = 0.083MPa e × l 0.5 × 19

Total des charges permanentes : G = 256.9kN / ml Total des charges d’exploitation : Q = 24kN / ml Charge de vent prise en compte : W = 41.7 kN / ml Les combinaisons de charges suivantes donnent les efforts minimaux et maximaux s’appliquant sur le voile :

ULS 2a : 1.4 × G + 1.4 × W = 418.0kN / ml  ULS 2b : 1.0 × G − 1.4 × W = 198.5kN / ml

 N min = 198.5kN / ml →  N max = 418.0kN / m Vérification du ferraillage :

N min 6 M w 198.5 × 10 3 6 × 9456 × 10 3 − = − e e × l² 0 .5 0.5 × 19² → σ v min = 0.082 MPa < 0

σ v min =

Il n’est pas nécessaire de ferrailler ce voile. Vérification de la résistance du béton :

N max 6 M w 418 × 10 3 6 × 9456 × 10 3 + = + e el ² 0 .5 0.5 × 19² → σ v min = 1.15MPa < 16.5MPa

σ v max =

Détermination de la section d’acier :

 Ax < 0 De la même manière que pour le voile précédent :  A < 0  y Il n’est pas nécessaire de ferrailler ce voile.

Conclusion : L’étude des voiles 1 et 2 suffit pour montrer que les 4 voiles de la structure n’ont pas besoin d’être ferraillés pour résister au renversement, ni au cisaillement. Les voiles reposes sur des semelles, qui reposent sur le sol. L’étude du glissement se fait donc entre les semelles et le sol, et n’a pas fait l’objet d’une étude pour ce rapport.

41


7. Etude des éléments de la structure 7.1.

Dimensionnement de la dalle niveau +12.00

Le dimensionnement de la dalle se fait de la même manière que pour le dimensionnement d’une poutre, en considérant la dalle comme une poutre de largeur de 1ml . Cette poutre est alors hyperstatique à 7 travées inégales. La méthode utilisée consiste dans un premier temps à calculer le ferraillage global de la dalle, puis dans un deuxième temps à calculer les massifs présents afin d’ajouter les renforts en acier nécessaire à la bonne tenue de la dalle. Modélisation :

Figure 7.1.1 : Plan de coffrage du niveau +12.00m

42


7.1.1. Détermination de la section d’acier Caractéristiques de la dalle : Epaisseur : h=0.30m Charges permanentes : g = 24 × 0.30 = 7.2kN / m ² Charges d’exploitation : q=5kN/m² (les charges d’équipement sont incluses) Charge à l’ELU :

ULS1 : 1.4 × 7.2 + 1.6 × 5 = 18.1kN

Sollicitations maximales (voir annexe 9) :

Moment maximal à l’intrados : M − = 95kN .m

Moment maximal à l’extrados : M + = 85kN .m Effort tranchant maximal : V = 80kN .m Ferraillage longitudinal :

Aciers supérieurs : As max = 8.79cm ² → HA16 / 150 Aciers inférieurs : As max = 7.69cm ² → HA16 / 200 Ferraillage minimal de cisaillement :

v=

Vult 80 × 10 3 = = 0.30 N / mm² → 0.5v c < v < (v c + 0.4 ) b × d 1000 × 270

Le ferraillage minimal requis est de :

0.4bv Asv min 0.4 × 100 = = = 8.42cm² / ml → HA12 / 125 sv 0.95 f yv 0.95 × 500

7.1.2. Etude des renforts La zone turbine est destinée à accueillir les appareils techniques du projet. Les machines sont alors posées sur des massifs en béton présents sur toute la dalle. L’étude est faite en considérant chaque travée comme une poutre isostatique. Les massifs sont notifiés par les références présentées ci-dessus. De plus, chaque massif possède ses propres charges d’exploitation, il est alors possible de retirer les charges d’exploitation qui ont été ajoutée au calcul global de la dalle. Les massifs peuvent être regroupés par type possédant les mêmes caractéristiques géométriques, ainsi les calculs pourront être réduits à l’étude d’un seul type de massif. Travée 1 : La travée 1 demande une étude particulière Sur cette travée est présent un local ainsi que des massifs. Pour prendre en compte ces charges supplémentaires, une approximation est faite. 3 2 Pour des parpaings de 6 pouces, c’est-à-dire 15 cm, à 2.1t / m , on a F = 3.2kN / m

h = 4.50m e = 0.20m

Les caractéristiques du local sont : 

43


Pour le local : q1 = h × F = 4.50 × 3.2 = 14.4kN / ml Pour la dalle située sur le local: q 2 = γ b × l × e = 24 ×

q = 14.4 + 8 = 22.4kN / ml

3.30 × 0.2 = 8.0kN / ml 2

Modélisation :

ULS1 : 1.4 × 22.4 = 31.36kN / ml Pour calculer le ferraillage de renfort, il faut déterminer le moment supplémentaire ∆M 0 apporté par la charge considérée.

31.36 × 2.55 × 3.75 = 32.25kN .m / ml 6.30 d = 0.9h = 0.9 × 0.2 = 0.18m 32.25 As = × 10 = 3.77cm² 0.95 × 500 × 0.18

∆M 0 =

Choix du ferraillage : → HA12 / 250 Référence 1 et 2 : La travée 2, supportant le massif réf .2 étant plus grande que la travée 6 supportant le massif réf.1, c’est ce massif qui sera étudié. Ils peuvent être considérés comme une charge répartie le long de la travée. 3 Dimensions : 2.70 × 4.00 × 0.20m

g 1 = 24 × 0.2 = 4.80kN / m² g2 =

100 = 9.26kN / m² 2.70 × 4.00

Charges d’exploitation : q =

50 = 4.63kN / m² 2.70 × 4.00

Charges permanentes :

ULS1 : 1.4 × (4.80 + 9.26) + 1.6 × (4.63 − 5) = 19.09kN / m² ULS 2 : 1.4 × (4.80 + 9.26) = 19.68kN .m² ULS 3 : 1.2 × (4.80 + 9.26) + 1.2 × (4.63 − 5) = 16.43kN .m²

44


4.75 2 ∆M 0 = × 19.09 = 53.84kN .m / ml 8 d = 0.9h = 0.9 × 0.2 = 0.18m 53.84 As = × 10 = 6.40cm² 0.95 × 500 × 0.18 → HA12 / 150 Référence 3 et 4: Les deux massifs ont les mêmes caractéristiques géométriques et sont supportés par des travées de 3 même longueur. Ils seront assimilés à des massifs de dimensions: 1.50 × 1.50 × 0.20m

 g1 = 24 × 0.2 = 4.80kN / m²  (40 + 10) Charges permanentes :   g 2 = 1.50 × 1.50 = 22.22kN / m² Charges d’exploitation : q =

(20 + 10) = 13.33kN / m² 1.50 × 1.50

ULS 1 : 1.4 × (4.80 + 22.22) + 1.6 × (13.33 − 5) = 51.16kN ULS 2 : 1.4 × (4.80 + 22.22) = 37.83kN ULS 3 : 1.2 × (4.80 + 22.22) + 1.2 × (13.33 − 5) = 42.42kN ∆M 0 =

51.16 ×1.50 × (2 × 4.60 − 1.50) × (2 ×1.10 + 1.50) × (2 × 2 + 1.50) = 71.03kN .m 8 × 4.60 2

Le moment est alors à répartir sur 3.20m : ∆M 0 =

71.03 = 22.20kN .m / ml 3.20

d = 0.9h = 0.9 × 0.2 = 0.18m  22.20   As = 0.95 × 500 × 0.18 × 10 = 2.60cm² Choix du ferraillage : → HA12 / 350

Référence 5, 6 et 7 : On assimile les 4 massifs à une charge concentrée. L’étude se limitera au massif réf.7, les trois donnant des résultats similaires et demandant un ferraillage minime. Dimensions : 1.80 × 2.20 × 0.20m

3

45


 g1 = 1.80 × 2.20 × 0.20 × 24 = 19.01kN / m²  g 2 = 10kN / m²

Charges permanentes : 

Charges d’exploitation : q = 10kN / m ²

ULS 1 : 1.4 × (19.01 + 10) + 1.6 × (10 − 5 × 2.20 ×1.80) = 24.93kN ULS 2 : 1.4 × (19.01 + 10) = 40.61kN ULS 3 : 1.2 × (19.01 + 10) + 1.2 × (10 − 5 × 2.20 × 1.80) = 23.05kN

∆M 0 =

24.93 × 1.60 × 3.00 = 26.01kN .m 4.60

A répartir sur 2.00m : ∆M 0 =

26.01 = 13.01kN .m / ml 2.00

d = 0.9h = 0.9 × 0.2 = 0.18m As =

13.01 × 10 = 1.54cm² 0.95 × 500 × 0.18

→ HA12 / 350

46


7.1.3. Principe de ferraillage

Figure 7.1.3.1 : Principe de ferraillage de la nappe supérieure de la dalle +12.00

47


Figure 7.1.3.2 : Principe de ferraillage de la nappe inférieure de la dalle +12.00

48


7.2.

Etude des poteaux

Les poteaux étudiés dans ce projet sont des poteaux carrés de dimension 0.5x0.5m². Ils sont contreventés par les voiles autour.

7.2.1. Critère de dimensionnement Taille des poteaux : La taille des colonnes et la position des aciers devraient être affectés par les exigences de durabilité et de résistance au feu, et ce avant de commencer la conception. Caractéristiques du poteau : Un poteau peut être considéré comme court si les rapports l ex h et

l ey b sont inférieurs à 15 pour des poteaux contreventés et inférieurs à 10 pour des poteaux non contreventés. Dans le cas contraire, il est considéré comme élancé. Dans la structure étudiée, les poteaux sont contreventés.

l ex l ey 5.70 = = = 11.40 < 15 h b 0.50 Le résultat indique que les poteaux sont considérés comme courts. Hypothèses de départ : Dans l’analyse de la section transversale d’un poteau, la détermination de la résistance au moment ultime de flexion et aux efforts transversaux se fait à partir des mêmes hypothèses que pour l’analyse d’une poutre (voir §4.2). Excentricité du moment résistant et des efforts transversaux : Les poteaux courts ont généralement besoin d’être dimensionné uniquement au moment maximal sur l’axe critique. Quand, du fait de sa structure, un poteau ne peut être sujet à de moments importants, il peut être conçu de sorte que l’effort normal ultime ne doit pas excéder la valeur de N donnée par :

N = 0.4 × f cu × Ac + 0.8 × Asc × f y , Ac est la section du béton, et Asc est la section d’acier.

7.2.2. Application numérique Définition des charges : Les descentes de charges ont été préalablement établies. Un simple contrôle ainsi que le récapitulatif des charges suffit pour cette étude. Tableau 7.2.2.1 : Descente de charges sur les poteaux Ligne 3 Ligne 4 Ligne 5 Ligne 6 DL LL DL LL DL LL DL LL Niveau +12,00m 1 535,40 1 181,30 1 695,30 1 301,00 1 695,30 1 301,00 1 535,40 1 181,30 Poteaux 28,10 28,10 28,10 Niveau +6,00m 171,50 221,10 144,20 211,11 1 193,10 265,10 95,10 227,60 Poteaux 33,80 33,80 33,80

49

Ligne 7 DL LL 686,00 397,80 28,10 239,60 306,40 33,80


Tableau 3.1.1 : Effort normaux pondérés sur les poteaux

Effort normal à Effort normal à l'ELU l'ELS

Ligne 3 Nmin Nmax

Ligne 4 Nmin Nmax

Ligne 5 Nmin Nmax

Ligne 6 Nmin Nmax

Ligne 7 Nmin Nmax

1 535,40 2 716,70 1 695,30 2 996,30 1 695,30 2 996,30 1 535,40 2 716,70

686,00

1 083,80

Niveau 6,00 (+) 1 563,50 2 744,80 1 723,40 3 024,40 1 723,40 3 024,40 1 535,40 2 716,70

714,10

1 111,90

Niveau 6,00 (-)

1 735,00 2 965,90 1 867,60 3 235,50 1 916,50 3 289,50 1 630,50 2 944,30

953,70

1 418,30

Niveau 0,00

1 768,80 2 999,70 1 901,40 3 269,30 1 950,30 3 323,30 1 630,50 2 944,30

987,50

1 452,10

Niveau 12,00

Niveau 12,00

1 535,40 4 039,60 1 635,30 4 455,00 1 695,30 4 455,00 1 535,40 4 039,60

686,00

1 596,90

Niveau 6,00 (+) 1 563,50 4 079,00 1 723,40 4 494,40 1 723,40 4 494,40 1 535,40 4 039,60

714,10

1 636,20

Niveau 6,00 (-)

1 735,00 4 672,80 1 867,60 5 034,00 1 916,50 5 188,90 1 630,50 4 536,90

953,70

2 461,90

Niveau 0,00

1 768,80 4 720,20 1 901,40 5 081,30 1 950,30 5 236,20 1 630,50 4 536,90

987,50

2 509,20

Combinaisons de charges : Les charges au niveau 0.00 sont :

 N max = 1.4 × DL + 1.6 × LL = 5236kN  N min = 1.0 × DL + 0.0 × LL = 988kN

ELU : 

 N max = 1.0 × DL + 1.0 × LL = 3323N  N min = 1.0 × DL + 0.0 × LL = 988kN

ELS : 

Ferraillage vertical minimal : Les British Standards définissent un pourcentage minimal d’acier. Pour le ferraillage d’un poteau, le ferraillage minimal est de 0.4%. Par conséquent :

Amin = 0.4% × Ac = 10cm² Choix du ferraillage : 8 HA16 → A = 16.08cm ²

 N ult = 0.4 × f cu × Ac + 0.8 × Asc × f y  Evaluation de l’effort normal ultime :  N ult = 0.4 × 37 × (500 × 500) + 0.8 × 1608 × 500  N = 4342kN < N max  ult La contrainte n’est pas respectée. Le type de béton ne peut pas être modifié, il faut donc augmenter la section d’armature. En prenant un lit de 8HA16 plus un lit de 8HA20, on obtient une section de A = 41.20m ² Ainsi :

N ult = 5348kN > N max .

50


7.3.

Etude des poutres du niveau +12.00m

Les poutres du niveau +12.00m reposent sont des poutres à 2 travées inégales. La descente de charge est apportée d’une part par les massifs soutenant les appareils techniques et sont définies par les documents de l’entreprise EPR. D’autre part, les poutres adjacentes sont prises en compte. Le niveau +12.00m possèdent 5 poutres qui d’après la symétrie des charges peuvent être regroupée: poutres B1B2, poutres B3-B4, poutre B5.


Les caractéristiques géométriques de ces poutres étant identique, l’étude détaillée se limitera dans ce rapport à celle des poutres B1-B2. (Voir ci-dessus pour la localisation des poutres). L’étude sera aidée par le logiciel FER qui calculera les sollicitations pour chaque dixième de portée. Caractéristiques des poutres B1-B2 Travée 1 : - poutre rectangulaire - longueur : 6.65m - largeur : 0.50m - hauteur : 1.50m

51


Travée 2 : - poutre en Té - longueur : 12.15m - largeur de la table : 2.50m - largeur de l’âme : 0.50m - hauteur du hourdi : 0.30m - hauteur totale : 1.50m Sollicitations : Les valeurs du moment de flexion et de l’effort tranchant sont reportée pour chaque dixième de travée dans le tableau suivant : Tableau 7.3.1 : Valeurs des efforts dans la travée 1 de la poutre

x en m 0,000 0,665 1,330 1,995 2,660 3,325 3,990 4,655 5,320 5,985 6,650

Travée 1 M- en kN.m M+ en kN.m 0,00 0,00 -185,27 165,57 -510,29 121,94 -892,72 25,16 -1 306,10 -110,29 -1 750,44 -284,40 -2 225,73 -497,19 -2 731,98 -748,64 -3 269,19 -1 038,76 -3 837,35 -1 367,55 -4 622,47 -1 751,42

V en kN 284,71 295,23 551,80 598,35 644,90 709,29 780,74 852,18 923,63 995,08 1 672,13

Tableau 7.3.2 : Valeurs des efforts dans la travée 2 de la poutre

x en m 0,000 1,215 2,430 3,645 4,860 6,075 7,290 8,505 9,720 10,935 12,150

Travée 2 M- en kN.m M+ en kN.m -4 622,47 -1 751,42 -1 713,83 -661,42 124,57 746,35 840,54 2 590,51 1 282,98 3 712,86 1 593,47 4 504,01 1 605,75 4 470,39 1 483,02 4 096,49 1 076,36 2 940,21 595,89 1 625,33 0,00 0,00

V en kN 2 459,21 2 328,67 1 592,53 1 461,99 725,85 595,31 150,26 886,40 1 016,94 1 147,48 1 511,62

Ferraillage : Les valeurs obtenues de section d’acier pour chaque dixième de portée sont reportées dans les tableaux suivants :

52


Tableau 7.3.3 et 7.3.4 : Sections d’acier de la travée 1 et 2

x en m 0,000 0,665 1,330 1,995 2,660 3,325 3,990 4,655 5,320 5,985 6,650

Travée 1 Ferraillage inférieur en cm² 5,98 9,75 9,75 9,75 0,00 0,00 0,00 0,00 0,00 0,00 0,00

Ferraillage supérieur en cm² 0,00 9,75 9,75 13,50 19,94 26,99 34,71 43,17 53,54 64,04 79,54

x en m 0,000 1,215 2,430 3,645 4,860 6,075 7,290 8,505 9,720 10,935 12,150

Travée 2 Ferraillage inférieur en cm² 0,00 0,00 11,00 39,11 56,39 70,32 69,78 62,33 44,47 24,11 31,74

Ferraillage supérieur en cm² 79,16 26,32 0,00 0,00 0,00 0,00 0,00 0,00 0,00 0,00 0,00

Ces valeurs reportées sur un graphique d’épure d’arrêt de barre permettent de déterminer les lits d’armatures.

Figure 7.3.1 : Graphique d’épure du lit supérieur

53


Figure 7.3.1 : Graphique d’épure du lit inférieur

Ferraillage minimal de cisaillement :

0.4bv Asv min 0 .4 × 0 .5 = = = 4.21cm² / ml → HA12 / 150 sv 0.95 f yv 0.95 × 500

54


7.4.

Etude de la dalle du niveau +6.00m

La dalle peut être assimilée à une poutre isostatique de largeur 1.00m.


Caractéristiques de la dalle : Portée entre axes : l = 6.65m Epaisseur : h = 30cm Epaisseur effective : d = 25.5cm Charges permanentes : g = 24 × 0.30 = 7.2kN / m ² Charges d’exploitation : q = 10kN / m ² (les charges d’équipement sont incluses) Charge à l’ELU :

ULS1 : 1.4 × 7.2 + 1.6 × 10 = 26.08kN / m²

Sollicitations maximales :

P × l ² 26.08 × 6.65² = 144.17 kN .m / ml = 8 8 P × l 26.08 × 6.65 = = = 86.72kN / ml 2 2

Moment de flexion : M ult = Effort tranchant : Vult

55


Ferraillage longitudinal :

 K = 0.0074  → HA16 / 150mm  z = 0.25m  A = 12.0cm²  s La section d’acier est alors de As = 13.4cm² . Une rectification de d peut être faite en considérant des barres d’acier de diamètre 16mm, un cadre de 12mm et un enrobage de 3.5cm :

d = 30 − 3.5 − 1.2 − 1.6 / 2 = 24.5cm La section d’acier requise est alors de As = 12.5cm² , ce qui est toujours correctement repris par le

ferraillage choisi. Ferraillage de cisaillement :

v=

Vult 86.72 × 10 3 = = 0.35 N / mm² et v c = 0.64 N / mm² b × d 1000 × 245

Ces résultats vérifient l’inégalité :

0.5vc < v < (vc + 0.4) Un ferraillage minimal suffit donc pour résister au cisaillement de la dalle :

0.4bv Asv min 0 .4 × 1 = = = 8.42cm² / ml → HA12 / 125 sv 0.95 f yv 0.95 × 500

7.5.

Etude de la poutre du niveau +6.00m

La poutre du niveau +6.00m est une poutre continue à 6 travées inégales, reposant sur appuis simples.


56


La poutre nécessite des calculs trop poussés pour être effectués manuellement. Néanmoins, les caractéristiques géométriques ainsi que les sollicitations maximales permettent d’avoir une idée du ferraillage nécessaire à sa résistance. Les charges appliquées sur la poutre sont la dalle du niveau +6.00m ainsi que le poids propre de la poutre, et les charges d’équipement définies dans les documents techniques d’EPR. Caractéristiques géométriques : Type de poutre : rectangulaire Largeur : b = 0.5m Hauteur : h = 0.6m Hauteur effective : d = 0.52m

 6.15  × 0.3 + 0.5 × 0.6  × 24 = 29.34kN / m  2   6.15  + 0.5  × 10 = 35.80kN / m Charges d’exploitation : q =   2 

Charges permanentes : g = 

Charge à l’ELU :

ULS1 : 1.4 × 29.34 + 1.6 × 35.80 = 98.36kN / m²

Sollicitations maximales (voir annexe 10) :

Moment maximal à l’intrados : M − = −516.12kN .m Moment maximal à l’extrados : M + = 465.61kN .m Effort tranchant maximal : V = 435.45kN .m

Ferraillage longitudinal :

Aciers supérieurs : As max = 23.57cm² → 8 HA20 de section As = 25.12cm ² Aciers inférieurs : As max = 20.65cm² → 7 HA20 de section As = 21.98cm ² Ferraillage maximal de cisaillement :

v=

Vult 435.45 × 10 3 = 1.67 N / mm² et v c = 0.74 N / mm² = b×d 500 × 520

Ces résultats vérifient l’inégalité :

{

(v c + 0.4) < v < min 0.8 f cu ;5 N / mm² → 1.14 < v < 4.87 Le ferraillage maximal requis est de :

 Asv   sv

 b (v − v c ) 0.5 × (1.67 − 0.74)  = v = = 9.79cm² / ml 0.95 f yv 0.95 × 500  max

57

}


Conclusion

Ma mission au cours de ce stage concernait les études d’exécution des structures béton armé de la zone turbine d’une usine d’incinération à Jersey. Ce projet est particulier, tout d’abord car il s’agit d’un ouvrage industriel, une étude process est menée au préalable pour déterminer la fonction de l’ouvrage. Ensuite, il est particulier du fait de son implantation, en effet le terrain est composé de remblai de mauvaise qualité, sur de la roche extrêmement dure et inégale, et au bord de la mer. Ce projet a été confié au bureau d’étude SBTPCI du fait de sa complexité. J’ai tout d’abord étudié le contreventement en considérant que les voiles se comportent comme des consoles courtes. La démonstration prouve bien que les voiles résistent aux sollicitations horizontales (vent) et sollicitations verticales (descente de charge), et leur dimensionnement est conforme aux règlements britanniques. Dans un deuxième temps, j’ai dimensionné le radier pour résister aux charges et aux éventuelles contraintes géotechniques, comme les tassements différentiels. Effectuer ce calcul m’a permis de maîtriser le logiciel SYSTUS, qui est un code de calcul aux éléments finis très populaire, particulièrement dans le domaine nucléaire. Pour finir, j’ai dimensionné les différentes éléments de la structure (dalles, poutres, poteaux…). Ces 4 mois de stage m’ont permis d’effectuer le travail d’un ingénieur débutant dans un bureau d’étude au sein d’une entreprise de construction. Cela m’as permit à la fois de rentrer dans le métier du génie civil, et de réaliser un projet réel. Grâce à ces premières expérience, j’ai pu réaliser le dimensionnement des parties de la structure, en utilisant de nouveaux outils, ainsi que mes connaissances académiques Le domaine du génie civil est à la fois très intéressant et très difficile. Pour mener à bien un projet, il faut enchaîner les différentes étapes de manière claire, ce qui n’est pas souvent le cas. Il faut aussi une bonne coordination des différents intervenants dans un corps de projet, par exemple pour les ouvrages industriels : partie architecture, partie process, partie génie civil (charpente métallique, fondations…). Cependant, il y a d’autres domaines dont le bureau SBTPCI s’occupe, tels que les ouvrages souterrains, les ouvrages maritimes, et les ouvrages d’art. Je souhaiterais pouvoir explorer chacun de ces différents domaines afin de choisir une spécialité dans ma future carrière professionnelle.

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Références bibliographiques

Site Internet: http://www.mappy.fr/ http://www.viamichelin.fr/ http://www.cnim.fr/hi/actualites14.htm Documents : DAVIDOVICI V., Formulaire du béton armé (volume 1), Le moniteur, 1995, 270p. DAVIDOVICI V., Formulaire du béton armé (volume 2), Le moniteur, 1995, 296p. COIN A.., Ossatures des Bâtiments, Eyrolles, 1992, 293p. THONIER H., Le projet de béton armé, Eyrolles, 2005, 264p. Normes : British Standard 8110 BAEL 91 rév.99 Règles de construction parasismique PS92 Règlements Neige et Vent 65/67

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Annexes

Annexe 1 : Représentation des zones du projet Annexe 2 : Tableau de comparaison BS / BAEL Annexe 3 : Etude de vent Annexe 4 : Représentation des chevêtres Annexe 5 : Note de calcul du chevêtre PC21 Annexe 6 : Définition des charges apportées par la charpente métallique Annexe 7 : Définition des charges pour les voiles de contreventement Annexe 8: Article de Monsieur L. A. Clark « The provision of tension and compression reinforcement to resist in-plane forces » Annexe 9 : Sorties FER de la dalle +12.00m Annexe 10 : Sorties FER de la poutre +6.00m

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Rapport Final PFE

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