Le phénomène de poinçonnement dans les dalles en béton armé : définition et vérification

Le poinçonnement est un phénomène de rupture localisé qui se produit dans les dalles en béton armé lorsqu'une charge concentrée est appliquée sur une zone restreinte, généralement au niveau d'un appui de poteau. Ce phénomène se caractérise par la perforation de la dalle par le poteau, d'où son nom. Il s'agit d'une rupture fragile qui peut avoir des conséquences graves si elle n'est pas correctement anticipée et vérifiée lors de la conception.

Définition et nature du phénomène

Le poinçonnement est un phénomène localisé, ce qui signifie qu'il affecte une région spécifique de la dalle. Il n'a pas de direction de préférence et peut se produire dans n'importe quelle orientation. Contrairement aux charges réparties, la vérification au poinçonnement ne concerne pas les charges exprimées en unités de longueur ou de surface, mais bien les charges concentrées.

La surface d'influence dans le contexte du poinçonnement représente la zone de la dalle qu'une poutre est censée supporter. Cependant, le poinçonnement est un phénomène local propre à la dalle soumise à une charge concentrée. On peut le comparer à un poteau qui cherche à transpercer la dalle. Il est important de noter que même en présence d'une vérification au poinçonnement, celle-ci doit pouvoir être effectuée avec l'effort résiduel non repris par la poutre, en raison des dimensions limitées de sa section.

Dans les directions où il n'y a pas de poutres de liaison entre les poteaux, il est impératif de prévoir des armatures de poinçonnement spécifiques pour renforcer la dalle au niveau de sa connexion avec le poteau.

Détermination de la charge de poinçonnement

Lors de la sélection d'un appui nodal ou d'un assemblage d'appui sur une dalle en béton armé, la charge de poinçonnement peut être directement dérivée de la force d'appui ou des efforts internes de l'appui. Cependant, en règle générale, la charge de poinçonnement ne peut pas être déterminée à partir de la seule force d'appui ou des efforts internes de surface des éléments connectés. Elle doit plutôt être calculée à partir des efforts internes de surface de la dalle elle-même, pour laquelle la vérification du poinçonnement doit être effectuée.

Cette approche présente l'avantage d'éviter autant que possible l'influence de résultats singuliers directement sur le nœud. Pour déterminer la charge de poinçonnement, un logiciel spécialisé, tel que RF-PUNCH Pro, génère un périmètre de contrôle de référence. Ce périmètre est établi à une distance de 2,0d (où 'd' représente la hauteur utile de la section) selon les prescriptions de la norme [1], section 6.4.2.

Pour déterminer la charge de poinçonnement, une section est créée dans le module afin que les efforts internes de surface provenant du logiciel d'analyse structurelle (par exemple, RFEM) puissent être mesurés au niveau du périmètre de contrôle. L'effort interne surfacique maximal, noté $v_{max,b}$, provenant de RFEM, est ensuite utilisé pour déterminer la charge de poinçonnement. La définition de cet effort interne de surface est détaillée dans le Chapitre 8.15 des manuels de référence [2].

L'option « Effort tranchant non lissé sur le périmètre critique » est prédéfinie dans RF-PUNCH Pro comme paramètre par défaut pour la détermination de la charge de poinçonnement sur les extrémités et les coins de parois.

Vérification de la charge de poinçonnement déterminée

La charge de poinçonnement $V_{Ed}$ déterminée dans le module additionnel peut être vérifiée en créant une ligne dans le périmètre de contrôle de base où une nouvelle section est définie. Cette méthode permet de visualiser la distribution des efforts tranchants le long du périmètre dans la fenêtre graphique du logiciel d'analyse structurelle ou dans le diagramme de résultats de la section.

Le graphique suivant affiche le diagramme de résultats de l'effort tranchant $v_{max,b}$ déterminé dans RFEM. Comme mentionné précédemment, l'effort tranchant non lissé sur le périmètre critique est appliqué par défaut pour déterminer la charge de poinçonnement dans RF-PUNCH Pro. Étant donné que la valeur maximale de l'effort tranchant est déjà appliquée le long du périmètre de contrôle, le facteur d'incrément de charge $\beta$ est défini sur 1,00 pour une vérification ultérieure.

Considération du facteur d'incrément de charge $\beta$

Il est également possible de sélectionner l'option de distribution lissée des efforts tranchants sur le périmètre critique dans RF-PUNCH Pro afin de déterminer l'effort tranchant appliqué $V_{Ed}$. L'effort tranchant appliqué est alors calculé à l'aide de l'effort tranchant lissé $v_{max,b,moy}$.

Dans ce cas, le facteur d'incrément de charge $\beta$ sera pris en compte dans le processus de vérification ultérieur. Ce facteur peut être déterminé à l'aide de la distribution de contrainte de cisaillement entièrement plastique selon la section 6.4.3 (3) de la norme, ou par des coefficients constants selon la section 6.4.3 (6). En plus de ces options, RF-PUNCH Pro offre la possibilité de définir manuellement le facteur d'incrément de charge.

Références

• [1] l'EN 1992-1-1. (2010) Eurocode 2 : calcul des structures en béton - Partie 1-1 : Règles générales et règles pour les bâtiments, EN 1992-1-1:2011-01.
• [2] Dlubal Software. (2016) Manuel de RFEM 5 Tiefenbach : Février 2016.
• [3] Kinnunen S., Nylander H.
• [4] Schaeidt W., Ladner M., Rösli A.
• [5] Muttoni A., Schubfestigkeit und Durchstanzen von Platten ohne Querkarftbewehrung, Beton- und Stahlbetonbau, Vol. 98, No 2, pp.
• [6] Muttoni A., Durchstanzen, Dokumentation SIA, D 0182 Einführung in die Norm SIA 262, p.
• [7] Conzett, Bronzini, Gartman AG, Überführung Anschluss Vial, Statische Nachrechnung, Dokument Nr.
• [8] Conzett, Bronzini, Gartman AG, Überführung Anschluss Maienfeld, Statische Nachrechnung, Dokument Nr.
• [9] Conzett, Bronzini, Gartman AG, Grüne Brücke, Statische Nachrechnung, Zustandsuntersuchung, Dokument Plan Nr.
• [11] Guandalini, S., Muttoni, A., Essais de poinçonnement symétrique des dalles en béton armé sans armature à l’effort tranchant, EPFL-IS-BETON, Rapport 00.03-R1, mai 2004, p.
• [15] Vaz Rodrigues R., Muttoni, A., Shear Strength of RC Bridge Deck Cantilevers, Proceedings of the 6th Int. Ph.D.
• [16] Vaz Rodrigues R., Muttoni A., Burdet O., Large Scale Tests on Bridge Slabs Cantilevers Subjected to Traffic Loads, Proceedings of the 2nd fib Congress, vol.1, pp.
• [17] Vaz Rodrigues R., Burdet O., Muttoni A., Experimental investigation of the shear capacity of plastic hinges, Proceedings of the fib Symposium Budapest 2005, vol. 2, pp.
• [19] Muttoni, A., Fernández Ruiz, M., Schubkraftfluss in Stahlbetonflachdecken, Bau und Wissen, Tagung 864571/72, Wildegg, 2007, pp.
• [20] Nylander H., Sundquist H., Genomstansning av pelarunderstödd plattbro av betong med ospänd armering, Test Report KTH, nr.
• [21] Kinnunen S., Nylander H., Tolf P., Plattjocklekens inverkan pa betongplattors hallfasthet vid genomstansning. Försök med rektangulära plattor, Test Report KTH, N.137, pp.
• [22] Silfwerbrand, J., Hassanzadeh, G., Editors, International Workshop on Punching Shear Capacity of RC Slabs, Royal Institute of Technology, Stockholm, Sweden, 2000, 527 p.
• [23] Fédération Internationale du Béton, Punching of structural concrete slabs, fib bulletin 12, Lausanne, Switzerland, 2001, 307 p.
• [24] Polak, M.
• [25] Scordelis, A. C.; Lin, T. Y.; and Mayo, H. R., Shearing Strength of Prestressed Lift Slabs, ACI JOURNAL, Proceedings V. 55, No. 10, Oct. 1958, pp.
• [26] Andersson, J. L., Genomstansning Av Lift Slabs, Nordisk Betong, 1963, pp.
• [27] Grow, J. B., and Vanderbilt, M. D., Shear Strength of Prestressed Lightweight Aggregate Concrete Flat Plates, PCI Journal, V. 12, No. 4, Aug. 1967, pp.
• [28] Gerber, L. L., and Burns, N. H., Ultimate Strength Tests of Post-Tensioned Flat Plates, PCI Journal, V. 16, No. 6, Nov.-Dec. 1971, pp.
• [29] Smith, S. W., and Burns, N. H., Post-Tensioned Flat Plate to Column Connection Behaviour, PCI Journal, V. 19, No. 3, May 1974, pp.
• [30] Pralong, J., Brändli, W., Thürlimann, B., Durchstanzversuche an Stahlbeton- und Pannbetonplatten, IBK-ETH, Bericht Nr.
• [31] Brändli, W., Müller, F.-X., Thürlimann, B., Bruchversuch an Stahlbeton- und Spannbetonplatten bei Rand- und Eckstützen, IBK-ETH, Bericht Nr. 7305-4, Zürich, Mai 1982, p.
• [32] Burns, N. H., and Hemakon, R., Test of Post-Tensioned Flat Plate with Banded Tendons, Journal of the Structural Division, ASCE, V. 111, No. 9, Sept. 1985, pp.
• [33] Burns, N. H., and Hemakon, R., Test of Scale Model Post-Tensioned Flat Plate, Journal of the Structural Division, ASCE, V. 103, No. ST6, June 1977, pp.
• [34] Kosut, G. M.; Burns, N. H.; and Winter, C. V., Test of Four-Panel Post-Tensioned Flat Plate, Journal of the Structural Division, ASCE, V. 111, No. 9, Sept. 1985, pp.
• [36] Hassanzadeh, G., Betongplattor pa Pelare, Dimensionerings Metoder för Plattor Med Icke Vidhäftande Spännarmering, Bulletin 43, Institutionen för Byggkonstruktion, KTH, Stockholm, Sweden, 1998, pp.
• [37] Silva, R. J. C.; Regan, P. E.; and Melo, G. S. S. A., Punching of Post-Tensioned Slabs-Tests and Codes, ACI Structural Journal; March-April 2007, pp.
• [38] Nylander H., Kinnunen S., Ingvarsson H., Genomstansning av pelarunderstödd plattbro av betong med spänd och ospänd armering, Test Report KTH, nr. 123, Stockholm, Sweden, 1977.
• [39] P. E.

tags: #beton #phenomene #de #poinconnement