Assemblages par platine de base (AISC)

Mark D. Denavit et Kayla Truman-Jarrell ont préparé cet exemple de vérification dans le cadre d'un projet commun entre l'Université du Tennessee et IDEA StatiCa.

1 Description

Cet article présente une comparaison entre les résultats de la méthode des éléments finis basée sur les composants (CBFEM) et les méthodes de calcul traditionnelles utilisées dans la pratique américaine pour les assemblages par platine de base. Trois conditions de chargement sont évaluées : charge axiale de compression concentrique, charge de cisaillement et combinaison de charge axiale de compression et de moment. Un schéma de l'assemblage poteau-platine de base étudié est présenté à la Fig. 1.

Les méthodes de calcul traditionnelles sont basées sur les recommandations présentées dans l'AISC Design Guide 1 (Fisher et Kloiber 2006). Les recommandations de ce guide reposent sur des hypothèses simplificatrices du comportement de la platine de base qui peuvent conduire à des résultats très conservateurs si une redistribution des contraintes d'appui est possible après la plastification de la platine de base, ou à des résultats non conservateurs si les efforts de traction dans les tiges d'ancrage sont sous-estimés. En particulier, l'hypothèse d'une contrainte d'appui uniformément répartie (c'est-à-dire platine de base rigide) est souvent inexacte, car la flexibilité de la platine de base entraîne une distribution non uniforme des contraintes (Fitz et al. 2018). En conséquence, les résultats de calculs traditionnels basés sur des hypothèses alternatives moins conservatives seront également présentés. Dans les deux cas, les calculs ont été effectués conformément aux dispositions de la méthode de calcul aux facteurs de charge et de résistance (LRFD) de l'AISC Specification (2016). L'ACI Code (2019) comprend également des dispositions relatives à la résistance des assemblages par platine de base. Cependant, les états limites du béton autres que la résistance au refoulement du béton ont été évités dans cette étude, et les dispositions relatives à la résistance au refoulement du béton dans l'ACI Code sont identiques à celles de l'AISC Specification.

Les résultats CBFEM ont été obtenus avec IDEA StatiCa Version 22.1. Les charges maximales admissibles ont été déterminées de manière itérative en ajustant la valeur de la charge appliquée en entrée à une valeur que le programme considère comme sûre, mais si elle est augmentée d'une faible quantité (par exemple, 1 kip), le programme la considérerait comme non sûre. Le type d'analyse résistance de calcul de l'assemblage peut aider à identifier les charges maximales admissibles. Cependant, une certaine approximation est faite dans l'évaluation de la résistance de calcul de l'assemblage, c'est pourquoi tous les résultats de ce rapport sont basés sur le type d'analyse contrainte-déformation.

Fig. 1 Schéma de l'assemblage par platine de base montrant un poteau à profil en I à larges ailes. La platine de base pour le poteau HSS est similaire

2 Charge axiale de compression concentrique

Dans un premier temps, les platines de base soumises à une charge axiale de compression concentrique sont étudiées. Les états limites évalués pour cette condition de chargement sont l'écrasement du béton et la plastification en flexion de la platine de base. Deux cas sont examinés : l'un avec un poteau HSS rectangulaire et l'autre avec un poteau à profil en I à larges ailes.

Pour le cas avec le poteau HSS rectangulaire, le profil du poteau était un HSS10x4x5/8 (ASTM A500 Gr. C, F_y = 50 ksi) et la platine était carrée avec des dimensions en plan de 12 po. par 12 po., une épaisseur variant de 0,25 po. à 2,50 po., et un acier conforme à l'ASTM A36 (F_y = 36 ksi). Les tiges d'ancrage avaient un diamètre de 3/4 po. (ASTM F1554 Gr. 36, F_y = 36 ksi) et une distance au bord de c₁ = 1 po. Les trous pour les tiges d'ancrage avaient un diamètre de 1-5/16 po. conformément aux recommandations du Tableau 14-2 de l'AISC Manual (2017). La platine de base était supposée reposer directement sur le béton (f'_c= 4 ksi). La surface en plan du béton était suffisamment grande pour que la résistance au refoulement maximale autorisée s'applique (c'est-à-dire \(\sqrt{A_2/A_1} \ge 2\)). Une vue tridimensionnelle de l'assemblage par platine de base est présentée à la Fig. 2.

Fig. 2 Vue tridimensionnelle de la platine de base avec poteau HSS

Les charges axiales de compression pondérées maximales pouvant être appliquées en toute sécurité à l'assemblage par platine de base, telles que déterminées par IDEA StatiCa et les calculs traditionnels, sont présentées à la Fig. 3. Pour les platines de base épaisses, c'est-à-dire t_p ≥ 2,25 po., les résultats traditionnels et ceux d'IDEA StatiCa sont presque identiques. Dans ces cas, le refoulement contrôle la résistance et toute la surface de la platine de base est en contact avec le béton. La légère différence de résistance entre les résultats de la méthode traditionnelle et ceux d'IDEA StatiCa est due au fait qu'IDEA StatiCa tient compte des trous pour les tiges d'ancrage lors du calcul de la surface d'appui, tandis que la réduction de surface due aux trous est généralement négligée dans la méthode traditionnelle.

Fig. 3 Charge axiale de compression pondérée maximale en fonction de l'épaisseur de la platine pour la platine de base avec poteau HSS

Pour les platines de base plus minces, les résultats des calculs traditionnels et d'IDEA StatiCa diffèrent significativement. Dans ces cas, les calculs traditionnels sont gouvernés par la flexion de la platine de base, tandis que l'état limite déterminant dans IDEA StatiCa est l'écrasement du béton. La contrainte d'appui uniformément répartie supposée dans l'AISC Design Guide 1 entraîne d'importantes sollicitations en flexion dans la platine de base. Cependant, la platine de base, surtout lorsqu'elle est mince, est flexible et se déforme, ce qui entraîne une distribution des contraintes d'appui concentrée sous le poteau, comme illustré à la Fig. 4. La plastification de la platine de base augmente encore sa flexibilité et limite la contrainte d'appui aux extrémités de la platine de base. Ce comportement est modélisé explicitement dans IDEA StatiCa. Ainsi, bien que la plastification de la platine de base se produise, la déformation plastique dans la platine de base n'atteint jamais la limite de 5 % et c'est la résistance du béton qui est déterminante.

Fig. 4 Distribution des contraintes d'appui obtenue par IDEA StatiCa pour la platine de base avec poteau HSS. Le hachurage indique la surface A₂ et s'étend au-delà de la vue

Pour approfondir les différences, les calculs traditionnels ont été répétés avec des hypothèses plus cohérentes avec une platine de base flexible. La distribution des contraintes supposée pour ces calculs traditionnels alternatifs est présentée à la Fig. 5. La contrainte d'appui est uniforme, mais seulement sur une partie de la platine de base. L'intensité de la contrainte d'appui est égale au maximum autorisé par l'AISC Specification (2016) (c'est-à-dire \(\phi 1.7 f'_c\),  en notant que la surface en plan du béton est grande). La largeur de la zone d'appui dépend de la charge appliquée et de la contrainte d'appui. Pour ces calculs, l'emplacement des lignes de plastification était le même que celui recommandé dans l'AISC Design Guide 1. Bien que cette hypothèse alternative concernant la distribution des contraintes d'appui soit différente de celle présentée dans le guide, elle est toujours conforme à l'AISC Specification (2016). Une autre façon d'interpréter l'hypothèse alternative de contrainte d'appui est que les parties de la platine de base qui dépassent ce qui est nécessaire pour le refoulement du béton sont négligées.

Fig. 5 Distribution des contraintes d'appui supposée pour les calculs traditionnels (flexibles) pour la platine de base avec poteau HSS

Les charges axiales de compression pondérées maximales calculées à l'aide des calculs traditionnels alternatifs sont présentées à la Fig. 3. L'utilisation de l'hypothèse alternative de contrainte d'appui fournit des résistances bien supérieures à celles obtenues avec les hypothèses de l'AISC Design Guide 1. Étant donné que les deux ensembles d'hypothèses sont valides, cela indique que supposer une contrainte d'appui uniforme sur toute la platine de base est conservateur pour les platines de base surdimensionnées pour le refoulement. Les résistances obtenues par IDEA StatiCa sont encore supérieures aux résistances issues des calculs traditionnels utilisant l'hypothèse alternative. La raison en est que la distribution des contraintes d'appui dans IDEA StatiCa n'est pas uniforme (Fig. 4). Les contraintes sont concentrées près du poteau, ce qui impose une moindre sollicitation en flexion à la platine. Bien que ce comportement soit physiquement réaliste, il est difficile à reproduire par des calculs manuels.

La géométrie de l'assemblage par platine de base avec poteau HSS simplifie le calcul des sollicitations en flexion dans la platine de base avec des hypothèses plus réalistes de distribution des contraintes d'appui. De tels calculs sont plus difficiles avec des poteaux à profil en I à larges ailes, mais l'hypothèse de distribution uniforme des contraintes d'appui est tout aussi conservative. Pour explorer cela, des analyses supplémentaires ont été réalisées avec un W12x120 (ASTM A992, F_y = 50 ksi) sur une platine de base carrée avec des dimensions en plan de 18 po. par 18 po., une épaisseur variant de 0,25 po. à 3,00 po., et un acier conforme à l'ASTM A36 (F_y = 36 ksi). Les tiges d'ancrage avaient un diamètre de 3/4 po. (ASTM F1554 Gr. 36, F_y = 36 ksi) et une distance au bord de c₁ = 1,5 po. Les trous pour les tiges d'ancrage avaient un diamètre de 1-5/16 po. conformément aux recommandations du Tableau 14-2 de l'AISC Manual (2017). La platine de base était supposée reposer directement sur le béton (f'_c= 4 ksi). La surface en plan du béton était suffisamment grande pour que la résistance au refoulement maximale autorisée s'applique (c'est-à-dire \(\sqrt{A_2/A_1} \ge 2\)).

Les charges axiales de compression pondérées maximales pouvant être appliquées en toute sécurité à l'assemblage par platine de base, telles que déterminées par IDEA StatiCa et les calculs traditionnels, sont présentées à la Fig. 6. Pour les platines de base épaisses, c'est-à-dire t_p ≥ 2,25 po., les résultats traditionnels et ceux d'IDEA StatiCa sont presque identiques. Tout comme pour la platine de base avec poteau HSS, la différence est due à un traitement différent des trous pour les tiges d'ancrage dans le calcul de la surface d'appui.

Fig. 6 Charge axiale de compression pondérée maximale en fonction de l'épaisseur de la platine pour la platine de base avec poteau à profil en I à larges ailes

De même que pour la platine de base avec poteau HSS, une différence significative de résistance est constatée pour les platines de base plus minces. L'une des principales sources de différence est la contrainte d'appui uniforme sur toute la platine de base supposée dans les calculs traditionnels. Une approche alternative aux calculs traditionnels, basée sur la pratique européenne, consiste à supposer une contrainte d'appui uniforme sur seulement une partie de la platine de base. La partie de la platine de base soumise à la contrainte d'appui est la section transversale du poteau étendue d'une dimension c, comme illustré à la Fig. 7.

Fig. 7 Surface d'appui supposée pour les calculs traditionnels (flexibles) pour la platine de base avec poteau à profil en I à larges ailes

Dans la pratique européenne, la dimension c est basée sur une analogie de poutre en console comme la longueur maximale chargée uniformément pouvant supporter la contrainte d'appui sans plastification. Une valeur pour la dimension c peut être déterminée en appliquant ce concept à cet exemple et aux calculs utilisés dans la pratique américaine. L'analogie de poutre en console est illustrée à la Fig. 8. La contrainte d'appui uniforme est égale à 1,7 fois la résistance à la compression du béton étant donné que la surface en plan du béton est grande dans cet exemple (c'est-à-dire \(\sqrt{A_2/A_1} \ge 2\)). La contrainte d'appui de calcul est \(\phi F_p = 1.105 f'_c\) après application du facteur de résistance pour l'écrasement du béton de 0,65. Le moment résistant requis à l'appui pour une largeur unitaire de la console est

\[M_u=1.105f'_c \frac{c^2}{2}\]

La résistance en moment disponible pour l'état limite de plastification en flexion pour une largeur unitaire de la console est

\[\phi M_n=0.9F_y \frac{t_p^2}{4}\]

En égalisant les résistances en moment requise et disponible (c'est-à-dire \(M_u=\phi M_n\)), on obtient une équation pour c en fonction de l'épaisseur de la platine.

\[c=0.638t_p \sqrt{\frac{F_y}{f'_c}}\]

Pour les résistances des matériaux utilisées dans cet exemple, F_y = 36 ksi et f'_c = 4 ksi, la valeur de c est 1,91t_p pour un rapport c/t_p = 1,91.

Fig. 8 Analogie de poutre en console pour la détermination de la dimension c

Steenhuis et al. (2008) ont évalué la rigidité relative de la platine de base et de la fondation en béton et ont recommandé un rapport c/t_p = 1,5. Une autre valeur potentielle pour le rapport est c/t_p = 2,5, basée sur la pente de 2,5:1 pour la diffusion de la charge supposée dans d'autres aspects du dimensionnement des structures en acier, par exemple, les dispositions relatives à la plastification locale de l'âme de la Section J10.2 de l'AISC Specification (2016).

Les résistances de la platine de base en utilisant les trois différents rapports c/t_p sont présentées avec les résultats d'IDEA StatiCa et les résultats des calculs traditionnels utilisant une hypothèse de platine de base rigide à la Fig. 9. Pour les platines de base plus minces, la distribution alternative des contraintes d'appui permet des charges pondérées maximales supérieures à celles obtenues avec les hypothèses de l'AISC Design Guide 1. Les résistances sont plus proches des résistances obtenues par IDEA StatiCa, mais IDEA StatiCa affiche toujours une résistance plus élevée. Il y a deux raisons principales à cela. Premièrement, la platine de base ne se comporte pas comme une console entre les semelles du poteau. L'utilisation d'une distribution des contraintes d'appui basée sur l'analogie de poutre en console dans cette région entre les semelles est conservative. Deuxièmement, IDEA StatiCa n'utilise pas une contrainte d'appui uniforme, même dans la zone d'appui.

Fig. 9 Charge axiale de compression pondérée maximale en fonction de l'épaisseur de la platine pour la platine de base avec poteau à profil en I à larges ailes, incluant les calculs traditionnels avec platine de base flexible

La distribution des contraintes d'appui dans IDEA StatiCa résulte de la rigidité relative de la platine de base et de la fondation en béton. La contrainte d'appui est la plus élevée directement sous l'âme et les semelles du poteau et diminue en s'éloignant de ces éléments, comme illustré à la Fig. 10. Ainsi, la distribution des contraintes d'appui n'est pas uniforme comme supposé dans l'analogie de poutre en console. De plus, la contrainte d'appui maximale peut dépasser la contrainte d'appui uniforme utilisée dans le dimensionnement, car IDEA StatiCa évalue le taux de travail sur la base de la contrainte d'appui moyenne dans la zone d'appui. La zone d'appui est définie dans IDEA StatiCa comme la zone avec une contrainte d'appui supérieure à une fraction de la contrainte d'appui maximale. Cette fraction, appelée ratio de coupure des contraintes, est prise à 0,1 par défaut, mais peut être définie par l'utilisateur dans le menu de configuration du code. L'utilisation d'un ratio de coupure des contraintes différent donne des résultats différents. La charge axiale de compression pondérée maximale selon IDEA StatiCa en utilisant un ratio de coupure des contraintes de 0,4 est présentée à la Fig. 9.

Fig. 10 Distribution des contraintes d'appui obtenue par IDEA StatiCa pour la platine de base avec poteau à profil en I à larges ailes. Le hachurage indique la surface A₂ et s'étend au-delà de la vue

L'utilisation d'une contrainte d'appui uniforme sur toute la platine de base pour des platines de base surdimensionnées pour le refoulement est clairement conservative. Les approches alternatives qui tiennent compte de la flexibilité de la platine de base incluent encore des hypothèses simplificatrices pour permettre les calculs manuels. Bien qu'IDEA StatiCa fournisse des résistances plus élevées que l'une ou l'autre de ces méthodes, elle est basée sur des hypothèses réalistes de comportement et les vérifications de la résistance au refoulement sont effectuées conformément à l'AISC Specification. Les ingénieurs qui souhaitent des résultats correspondant mieux aux calculs manuels peuvent ajuster le ratio de coupure des contraintes dans IDEA StatiCa à 0,4.

3 Charge de cisaillement

Les platines de base soumises à une charge de cisaillement sont étudiées dans cette section. Le transfert du cisaillement d'une platine de base vers le béton peut se produire par plusieurs mécanismes, notamment le frottement, le refoulement de la platine de base ou d'une bêche contre le béton, et le cisaillement dans les tiges d'ancrage. Cette étude examine uniquement le mécanisme de cisaillement dans les tiges d'ancrage.

Comme indiqué dans l'AISC Design Guide 1, le dimensionnement des tiges d'ancrage au cisaillement dépend des détails de l'assemblage et du chemin de charge correspondant. Les trous dans les platines de base pour les tiges d'ancrage ont généralement une tolérance plus grande que les trous de boulons pour permettre le désalignement des tiges lors de la mise en place. Les dimensions recommandées pour les trous de tiges d'ancrage dans les platines de base sont présentées dans le Tableau 14-2 de l'AISC Manual (2017). Pour éviter le glissement et transférer le cisaillement uniformément à toutes les tiges d'ancrage, une platine de calage peut être installée sous la platine de base ou des rondelles de platine peuvent être installées au-dessus de la platine de base (et sous les écrous des tiges d'ancrage). Une fois que la platine de calage ou les rondelles de platine sont soudées à la platine de base, le cisaillement sera transféré uniformément à chacune des tiges d'ancrage. Cependant, si des rondelles de platine sont utilisées, la flexion de la tige d'ancrage dans la platine de base doit être prise en compte dans le dimensionnement.

IDEA StatiCa ne prend pas en compte la flexion de la tige d'ancrage dans la platine de base. Une série d'analyses a été réalisée pour démontrer l'effet de cette flexion. Les analyses ont été effectuées avec un W12x120 (ASTM A992, F_y = 50 ksi) sur une platine de base carrée avec des dimensions en plan de 18 po. par 18 po., une épaisseur variant de 0,25 po. à 2,50 po., et un acier conforme à l'ASTM A36 (F_y = 36 ksi). Les tiges d'ancrage avaient un diamètre de 3/4 po. (ASTM F1554 Gr. 36, F_y = 36 ksi) avec les filets non exclus du plan de cisaillement et une distance au bord de c₁ = 1,5 po. Les trous pour les tiges d'ancrage avaient un diamètre de 1-5/16 po. conformément aux recommandations du Tableau 14-2 de l'AISC Manual (2017). La platine de base était supposée reposer sur un lit de mortier de 2 po. d'épaisseur au-dessus du béton (f'_c= 4 ksi). La surface en plan du béton était suffisamment grande pour que les effets de bord n'aient pas besoin d'être pris en compte. Le cisaillement était appliqué avec le point de moment nul au sommet de la platine de base.

Les charges de cisaillement pondérées maximales obtenues par IDEA StatiCa et les calculs traditionnels sont présentées à la Fig. 11. Les résultats d'IDEA StatiCa sont presque constants avec une charge de cisaillement pondérée maximale de 24 kips. Cette valeur est la résistance au cisaillement disponible des quatre tiges d'ancrage avec un facteur de réduction de 0,8 appliqué comme requis par l'ACI Code (2019) pour les platines de base avec lits de mortier. Cette résistance est appropriée lorsqu'une platine de calage est utilisée, ou lorsque les trous de tiges d'ancrage n'ont pas une grande tolérance. Cependant, si des rondelles de platine sont utilisées, la résistance diminue avec l'augmentation de l'épaisseur de la platine de base. Les calculs traditionnels ont été effectués en suivant la procédure décrite dans l'Exemple 4.11 de l'AISC Design Guide 1 incluant un bras de levier pour la flexion égal à la moitié de la distance entre le centre de la rondelle de platine et le dessus du mortier. Comme recommandé dans l'AISC Design Guide 1, le facteur de réduction de 0,8 pour les platines de base sur mortier défini dans l'ACI Code (2019) n'a pas été appliqué. Dans ce cas, l'approche traditionnelle selon l'AISC Design Guide 1 donne un cisaillement pondéré maximal inférieur à celui d'IDEA StatiCa pour les platines de base de 3/8 po. et plus épaisses. Si des platines de base avec rondelles de platine soudées ou d'autres détails permettant une flexion significative des tiges d'ancrage dans la platine de base sont utilisés, il est recommandé d'effectuer des vérifications en dehors d'IDEA StatiCa.

Fig. 11 Charge de cisaillement pondérée maximale en fonction de l'épaisseur de la platine

4 Combinaison de charge axiale de compression et de moment

Les platines de base soumises à une combinaison de charge axiale de compression et de moment sont étudiées dans cette section. Les états limites évalués pour cette condition de chargement sont le refoulement du béton, la plastification en flexion de la platine de base, la plastification en traction de la tige d'ancrage et la résistance de l'élément.

Les analyses ont été effectuées avec un W12x120 (ASTM A992, F_y = 50 ksi) sur une platine de base carrée avec des dimensions en plan de 20 po. par 20 po., une épaisseur variant de 0,5 po. à 2,50 po., et un acier conforme à l'ASTM A36 (F_y = 36 ksi). Les tiges d'ancrage avaient un diamètre de 1 po. (ASTM F1554 Gr. 55, F_y = 55 ksi) encastrées à une profondeur suffisante dans le béton de sorte que la résistance en traction de la tige d'ancrage soit déterminante par rapport à tous les modes de rupture du béton en traction. Les tiges d'ancrage avaient une distance au bord de c₁ = 2 po. Les trous pour les tiges d'ancrage avaient un diamètre de 1-7/8 po. conformément aux recommandations du Tableau 14-2 de l'AISC Manual (2017). La platine de base était supposée reposer sur un lit de mortier de 2 po. d'épaisseur au-dessus du béton (f'_c= 4 ksi). La surface en plan du béton était suffisamment grande pour que les effets de bord n'aient pas besoin d'être pris en compte et que la résistance au refoulement maximale autorisée s'applique (c'est-à-dire \(\sqrt{A_2/A_1} \ge 2\)).

La charge axiale de compression appliquée était maintenue constante à 100 kips et le moment fléchissant maximal pouvant être appliqué simultanément a été déterminé. Le moment fléchissant pondéré maximal est présenté à la Fig. 12. Pour IDEA StatiCa, la limite de déformation plastique du côté tendu de la platine de base a gouverné la résistance de l'assemblage avec une platine de base de 0,5 po. d'épaisseur. Pour l'assemblage avec une platine de base de 0,625 po. d'épaisseur, un état limite intéressant d'écrasement du béton a gouverné, les coins de la platine de base du côté tendu étant repoussés vers le bas dans le béton par les ancrages, comme illustré à la Fig. 13. La résistance en traction des ancrages a été atteinte pour un moment appliqué environ 5 % plus élevé. La résistance en traction des ancrages a gouverné pour tous les autres assemblages (c'est-à-dire t_p ≥ 0,75 po.). Avec les calculs traditionnels, la plastification en flexion de la platine de base du côté comprimé a gouverné la résistance des assemblages avec une épaisseur de platine de 1,5 po. et moins, et la résistance en traction de la tige d'ancrage a gouverné dans les autres cas.

Fig. 12 Moment pondéré maximal en fonction de l'épaisseur de la platine pour la platine de base avec charge axiale de compression de 100 kips

Fig. 13 Forme déformée (facteur d'échelle = 5) et contrainte d'appui du béton pour l'assemblage par platine de base avec platine de base de 0,625 po. d'épaisseur. Noter les contraintes d'appui aux coins du côté tendu de la platine de base

Lorsque la flexion de la platine de base gouvernait les calculs traditionnels, les moments pondérés maximaux admissibles étaient inférieurs pour la méthode traditionnelle par rapport à IDEA StatiCa. La raison de ce résultat est similaire à celle des platines de base soumises à une charge axiale concentrique, à savoir que la distribution supposée des contraintes d'appui est conservative et ne tient pas compte de la flexibilité accrue de la platine de base lors de la plastification. Des méthodes de calcul traditionnelles ont été développées pour évaluer les platines de base flexibles soumises à une compression axiale et à un moment fléchissant et ont été comparées à IDEA StatiCa dans d'autres études.

À l'inverse, lorsque la résistance en traction de la tige d'ancrage gouvernait les calculs traditionnels, les charges pondérées maximales admissibles étaient légèrement supérieures pour la méthode traditionnelle par rapport à IDEA StatiCa. La résistance en traction disponible des tiges d'ancrage est légèrement supérieure pour les calculs traditionnels car elle est basée sur les recommandations de l'AISC Design Guide 1, tandis qu'IDEA StatiCa est basée sur les dispositions de l'ACI Code. Les deux approches diffèrent également dans la distribution supposée des contraintes d'appui, ce qui entraîne un bras de levier légèrement différent pour le couple de forces formé entre la tige d'ancrage et le centroïde de l'effort d'appui.

5 Synthèse

Cette étude a comparé le dimensionnement des assemblages par platine de base par les méthodes de calcul traditionnelles utilisées dans la pratique américaine et IDEA StatiCa. Les principales observations de l'étude comprennent :

• Pour les platines de base épaisses qui se conforment mieux à l'hypothèse de platine de base rigide, IDEA StatiCa fournit des résistances comparables aux calculs traditionnels présentés dans l'AISC Design Guide 1.
• Pour les platines de base plus minces, où la plastification en flexion de la platine de base due aux contraintes d'appui est déterminante, IDEA StatiCa peut fournir des résistances significativement plus élevées que les calculs traditionnels, car la distribution des contraintes d'appui est calculée explicitement et se redistribue lors de l'initiation de la plastification de la platine de base.
• IDEA StatiCa calcule correctement la résistance au cisaillement des tiges d'ancrage mais néglige les réductions potentielles de la résistance au cisaillement dues à la flexion de la tige d'ancrage dans la platine de base qui peuvent se produire dans certaines configurations de platine de base (par exemple, les platines de base avec rondelles de platine soudées).

Références

ACI. (2019). Building Code Requirements for Structural Concrete and Commentary. American Concrete Institute, Farmington Hills, MI.

AISC. (2016). Specification for Structural Steel Buildings. American Institute of Steel Construction, Chicago, Illinois.

AISC. (2017). Steel Construction Manual, 15th Edition. American Institute of Steel Construction, Chicago, Illinois.

Fisher, J., and Kloiber, L. (2006). Base Plate and Anchor Rode Design, 2nd Edition. Design Guide 1, American Institute of Steel Construction, Chicago, Illinois.

Fitz, M., Appl, J., Geibig, O. (2018). "Comprehensive base plate and anchor design based on realistic behavior – new design software based on realistic assumptions." Stahlbau 87(12), 1179-1186. [In German] https://doi.org/10.1002/stab.201800036

Steenhuis, M., Wald, F., Sokol, Z., and Stark, J. (2008). "Concrete in Compression and Base Plate in Bending." Heron, 53(1/2), 51–68.