COMPORTEMENT AU FEU DES ÉLÉMENTS DE COMPARTIMENTAGE

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1 Projet National de recherche et développement INGÉNIERIE DE LA SÉCURITÉ INCENDIE COMPORTEMENT AU FEU DES ÉLÉMENTS DE COMPARTIMENTAGE Octobre 2012

2 SOMMAIRE 0 - INTRODUCTION GÉNÉRALE COMPARTIMENTAGES EN PLAQUES DE PLÂTRE SUR OSSATURES COMPARTIMENTAGES EN CLOISONS MAÇONNÉES DE TERRE CUITE COMPARTIMENTAGES PAR PANNEAUX EN BARDAGE MÉTALLIQUE COMPARTIMENTAGES PAR PANNEAUX PRÉFABRIQUÉS EN BÉTON ARMÉ COMPORTEMENT DES FAÇADES EN BOIS PARTIE A : ÉLÉMENTS DE COMPARTIMENTAGE PAR CLOISONS EN PLAQUES DE PLÂTRE SUR OSSATURE ET PAR MURS MAÇONNÉS EN TERRE CUITE INTRODUCTION RETOUR D EXPÉRIENCE SUR LES ESSAIS CONVENTIONNELS RÉALISÉS SUR CLOISONS EN PLAQUES DE PLÂTRE SUR OSSATURE MÉTALLIQUE ESSAIS ANTÉRIEURS RETOUR D EXPÉRIENCE CRITÈRES D ANALYSE DES ESSAIS ESSAIS SPÉCIFIQUES RÉALISÉS SUR CLOISONS EN PLAQUES DE PLÂTRE SUR OSSATURE MÉTALLIQUE OBJECTIFS DES ESSAIS PROGRAMME DES ESSAIS ANALYSE DES RÉSULTATS D ESSAIS Chute des plaques Températures Flèches SIMULATIONS NUMÉRIQUES DES ESSAIS RÉALISÉS SUR CLOISONS EN PLAQUES DE PLÂTRE SUR OSSATURE MÉTALLIQUE SOUS FEU CONVENTIONNEL ISO Champs de températures Flèches SOUS COURBE T Échauffement Flèches SOUS COURBE HC /202

3 Échauffement Flèche SOUS COURBE T Échauffement Flèches CONCLUSIONS SUR LES TRAVAUX RELATIFS AUX CLOISONS EN PLAQUES DE PLÂTRE SUR OSSATURE MÉTALLIQUE SYNTHÈSE DES PRINCIPAUX RÉSULTATS DE LA CAMPAGNE D ESSAI RECHERCHE D UN CRITÈRE POUR LA CHUTE DES PLAQUES ÉVALUATION DU MODÈLE SIMPLIFIÉ POUR LES CLOISONS PERSPECTIVES POUR LES CLOISONS DE GRANDE HAUTEUR ESSAIS RÉALISÉS SUR CLOISONS EN MAÇONNERIES DE TERRE-CUITE OBJECTIF DES ESSAIS PROGRAMME DES ESSAIS ANALYSE DES RÉSULTATS D ESSAIS Observations générales Évaluation de la courbure thermique autour de l axe horizontal Évaluation de la dilatation thermique de membrane selon la verticale et de la rigidité principale de compression à chaud Remarque sur l essai de cloison standard Bilan de la campagne expérimentale PROPOSITION D UNE APPROCHE SIMPLE D ÉVALUATION PAR CALCUL DE LA STABILITÉ AU FEU DE PANNEAUX EN MAÇONNERIES DE TERRE-CUITE ÉQUILIBRE D UN PANNEAU HYPOTHÈSE SUR LA DÉFORMÉE DU PANNEAU APPLICATION AU CAS DU PANNEAU DE MAÇONNERIE TESTÉ AU LABORATOIRE HAUTEUR MAXIMALE DE STABILITÉ DU PANNEAU CONCLUSIONS SUR LES TRAVAUX RELATIFS AUX CLOISONS EN MAÇONNERIES DE TERRE-CUITE PROPOSITION D UN PROTOCOLE D ESSAIS POUR LES CLOISONS DE GRANDE HAUTEUR DOCUMENTS DE RÉFÉRENCE PARTIE B : ÉLÉMENTS DE COMPARTIMENTAGE PAR PANNEAUX EN BARDAGE MÉTALLIQUE INTRODUCTION ESSAIS AU FEU DE BARDAGES MÉTALLIQUES ESSAI N 09-F /202

4 Description des éléments testés Mesures effectuées au cours de l essai Présentation et analyse des résultats d essai RÉSULTATS DE L ESSAI N 09-F Description des éléments testés Mesures effectuées au cours de l essai Présentation et Analyse des résultats MODÉLISATION NUMÉRIQUE DES ÉLÉMENTS DE BARDAGE MÉTALLIQUE ET DE LEURS FIXATIONS MODÉLISATION THERMIQUE Principe et hypothèses de la modélisation thermique Comparaison avec les résultats des essais MODÉLISATION MÉCANIQUE Principe et hypothèses de la modélisation mécanique Comparaison avec les observations expérimentales CONCLUSIONS RÉFÉRENCES PARTIE C : ÉLÉMENTS DE COMPARTIMENTAGE PAR PANNEAUX PRÉFABRIQUÉS EN BÉTON ARMÉ INTRODUCTION PRÉSENTATION DE LA STRUCTURE ÉTUDIÉE DESCRIPTION GÉNÉRALE DE LA STRUCTURE DESCRIPTION DES ÉLÉMENTS DE LA STRUCTURE ETUDE NUMÉRIQUE : SIMULATION DE LA STRUCTURE EN VUE DE LA DÉFINITION D UN ESSAI DE LABORATOIRE MÉTHODOLOGIE ADOPTÉE HYPOTHÈSES ET MODÈLES DE CALCUL DES SIMULATIONS NUMÉRIQUES Caractéristiques physiques et mécaniques des matériaux BÉTON ACIER DE BÉTON ARMÉ ACIER DE PRÉCONTRAINTE Sollicitations et modèle de chargement MÉCANIQUES CLIMATIQUES THERMIQUES /202

5 Conditions aux limites Maillage aux éléments finis SIMULATIONS DES ÉLÉMENTS DE LA STRUCTURE : RÉSULTATS Poutre principale isostatique Poteau de rive maintenu en tête Portique principal RAPPEL DES HYPOTHÈSES DE CALCUL POUR LE PORTIQUE PRINCIPAL CHAMPS DE TEMPÉRATURES DANS LE PORTIQUE PRINCIPAL DÉFORMÉE DU PORTIQUE PRINCIPAL EFFORT TRANCHANT EN TÊTE DU POTEAU DE RIVE CONTRAINTES DANS LES SECTIONS Quart de cellule sans prise en compte des panneaux DESCRIPTION DE LA STRUCTURE MODÉLISÉE CHAMPS DE TEMPÉRATURES DANS LES ÉLÉMENTS DÉFORMÉES Quart de cellule avec prise en compte des panneaux ETUDE DE L INTERACTION 1 : COMPORTEMENT DES PANNEAUX SOUS INCENDIE ETUDE DE L INTERACTION 2 : RAIDEUR EN TORSION DES PANNEAUX SIMULATION D UN ESSAI DE LABORATOIRE Choix du dispositif d essai Simulations numériques du poteau côté vérin Simulations numériques du poteau «côté libre» COMPARAISONS STRUCTURE RÉELLE/ESSAI DE LABORATOIRE ETUDE EXPÉRIMENTALE : ESSAI AU FEU D UN PANNEAU COUPE-FEU OBJECTIFS DES ESSAIS DESCRIPTION DU DISPOSITIF D ESSAI Montage d essai Programme thermique MESURES DE TEMPÉRATURES EFFECTUÉES DURANT L ESSAI Températures dans le four DESCRIPTION DE L IMPLANTATION DES POINTS DE MESURE DES TEMPÉRATURES EVOLUTION DES TEMPÉRATURES DANS LE FOUR, CÔTÉ FACE EXPOSÉE DU MUR Températures sur les éléments testés MESURES DES DÉFORMATIONS DE LA STRUCTURE ÉTUDIÉE Points de mesure des déplacements des panneaux /202

6 Résultats obtenus en termes de déplacements MESURE DE LA FORCE DUE AU DÉPLACEMENT BLOQUÉ AU NIVEAU DU POTEAU OBSERVATION DU COMPORTEMENT DE LA STRUCTURE DURANT L ESSAI OBSERVATIONS DU COMPORTEMENT DE LA STRUCTURE APRÈS L ESSAI A la fin de l essai Cinq jours après l essai EXPLOITATION DES RÉSULTATS COMPARAISON EXPÉRIMENTAL/NUMÉRIQUE Comparaison des déplacements des poteaux Comparaison des déplacements des panneaux Comparaison de la force de réaction au niveau de la butée Remarques sur les comparaisons numérique/expérimental AMÉLIORATION DU MODÈLE NUMÉRIQUE Simulation numérique Comparaisons expérimental/numérique CONCLUSIONS ANNEXES : OBSERVATIONS VISUELLES MENÉES LORS DE L ESSAI RÉFÉRENCES BIBLIOGRAPHIQUES PARTIE D : COMPORTEMENT DES FAÇADES EN BOIS OBJECTIF ALLEMAGNE - SUISSE AUTRICHE FINLANDE NORVEGE SUEDE FINLANDE ETATS UNIS CANADA SYNTHESE ET CONCLUSION REFERENCES /202

7 0 - INTRODUCTION GÉNÉRALE L action 13 du Projet National de la Sécurité Incendie concerne l étude du comportement des éléments de compartimentage. Cette action vise à identifier les paramètres d influence ayant trait d une part au type d incendie (conventionnel ou non), et d autre part aux liaisons de ces éléments avec les structures avoisinantes dont elles sont le plus souvent solidaires mécaniquement. En effet, les essais conventionnels, sous incendie normalisé, des éléments de compartimentage d une construction (cloisons légères ou lourdes, portes) sont réalisés dans des cadres rigides, quasiment indéformables. Sur le déroulement de l action faisant l objet du présent rapport, les travaux accomplis ont consisté : - à réaliser une étude bibliographique des travaux français et internationaux déjà réalisés sur ce sujet, - à effectuer des essais en vrais grandeurs sur des éléments de compartimentage constitués de divers matériaux, - à mener des études de simulation couplées sur les essais en vue de bâtir des modèles prédictifs, - à valider les résultats des études sur la base des données disponibles en matière de retour d expérience. Le présent rapport présente les travaux qui ont été effectués sur deux années par quatre organismes : le CSTB, le CTICM, le CERIB et FCBA. Chacun de ces partenaires a procédé à des investigations spécifiques sur des éléments de compartimentage particuliers. La répartition du travail a été la suivante : - Le CSTB a entrepris une étude sur les cloisons en plaque de plâtre et sur les cloisons en maçonnerie à base de petits éléments de terre cuite. - Le CTICM s est intéressé au comportement des bardages métalliques associés à des ossatures en construction métallique. - Le CERIB a étudié le comportement des panneaux préfabriqués en béton associés à des ossatures préfabriquées du même matériau. - FCBA a mené une étude bibliographique sur l état des travaux internationaux en matière de façade en bois. Ce rapport est présenté avec quatre grandes parties dissociées, selon le découpage s imposant par les différences de matériaux constitutifs des éléments concernés. Il récapitule les différents travaux entrepris, décrit les essais qui ont été effectués, analyse les résultats obtenus, et propose des conclusions pour chacun des types d élément de compartimentage visé. Préalablement à la présentation détaillée des travaux qui ont été menés dans le cadre de cette action, il est proposé dans ce qui suit un résumé des travaux et des conclusions qui ont pu en être tirées. 7/202

8 0.1 - Compartimentages en plaques de plâtre sur ossatures Les éléments de compartimentage traités dans le cadre de cette tâche du Projet National d Ingénierie de Sécurité Incendie sont les cloisons en plaques de plâtre sur ossature métallique. L objectif fixé est d enrichir la connaissance du comportement des compartimentages afin de permettre l évaluation de la tenue au feu d éléments de grande hauteur ne pouvant être testés expérimentalement à l échelle 1 du fait de la taille des fours. Les cloisons réalisées à l aide de plaques de plâtre montées sur une ossature métallique légère sont une solution constructive très répandue pour le compartimentage et la distribution des locaux dans un bâtiment. Le comportement au feu de telles cloisons a fait l objet de nombreux essais sous feu conventionnel ISO R834 afin de justifier leurs qualités coupe-feu et pare-flamme. Les évolutions du marché qui tendent à développer des cloisons de grande hauteur ont justifié que des méthodes d extrapolation des résultats obtenus par essais au four soient proposées. L analyse bibliographique a montré que ces extrapolations reposaient toutes sur le comportement sous feu conventionnel ISO R834 (confer analyse bibliographique SAKJI, 2006). La partie de ce rapport consacrée aux cloisons en plaques de plâtre analyse les résultats d une campagne d essais réalisée dans le cadre de cette tâche du PN ISI visant à étudier le comportement de cloisons soumises à des actions plus représentatives de feux naturels que la courbe de montée en température conventionnelle. Des simulations ont été menées en parallèle afin d examiner la possibilité de compléter la démarche expérimentale par une approche numérique, en particulier pour explorer des domaines peu accessibles à l essai (feux complexes, grandes dimensions). Dans le cadre du PN ISI, 7 essais en vraie grandeur ont été réalisés. On peut répartir ces essais en deux groupes distincts : 1. les essais à échauffement rapide : Courbe ISO, HC et T essais à échauffement lent : Courbe T500 Pour ce qui concerne la simulation, les paramètres thermophysiques qui entrent en ligne de compte dans les échanges thermiques entre les gaz et la cloison sont issus de travaux antérieurs. Ces travaux avaient servi de base au développement d un modèle de matériau pour le plâtre dans le logiciel SAFIR, utilisé pour cette étude. On se réfère au type C-Gypsum, présenté comme le modèle pertinent pour les plaques de type standard. En conclusion, les résultats d essais et l exploitation qui en a été faite ont fourni des indications importantes pour l étude de cloisons de hauteur supérieure à celle admise par le four (3m). Néanmoins de nombreux autres paramètres, en particulier mécaniques, restent à traiter comme l influence de la charge et des conditions d appuis. L approche combinée simulations et essais est donc à poursuivre afin de dépasser les limites actuelles des fours et valider des configurations multiples Compartimentages en cloisons maçonnées de terre cuite Les cloisons en maçonnerie de terre cuite ont fait l objet de nombreux essais décrits dans la littérature. Cependant, avant même de s intéresser à leur comportement sous des actions plus représentatives de feux réels que la montée en température conventionnelle, il est apparu important d étudier les modalités de l extrapolation d un résultat d essai à l évaluation de la tenue au feu d une cloison de grande hauteur. En effet, l analyse bibliographique (NGUYEN, 2009) a montré que les démarches adoptées, qui reposent sur des caractérisations à l échelle de la matière (tesson) ou de l élément (brique), ont des difficultés à reproduire les essais. Il est donc raisonnable de penser que les insuffisances constatées pourront être lourdes de conséquences dans une démarche de prévision par calcul du comportement d une cloison de grande hauteur. Il a été admis que les paramètres mécaniques utiles sont ceux relatifs au comportement plan dans la direction verticale et au comportement hors plan autour de l axe horizontal. Dans cet esprit, la campagne d essais qui a été menée a considéré des panneaux maçonnés de taille 3 x 3 m² et ont 8/202

9 porté sur une maçonnerie brute sans enduit à montage traditionnel (joints au mortier, joints verticaux remplis). Le programme a porté sur 3 corps d épreuve identiques pour lesquels seules les conditions aux limites différaient. La courbe d échauffement, pour les trois essais, est la courbe conventionnelle ISO. Il a ainsi été réalisé un essai non chargé de type «essai sur cloison», un essai chargé de type «essai sur mur» et un essai non chargé aux conditions aux limites permettant la dilatation libre du panneau. Les conditions aux limites variées devaient permettre en principe de déterminer les caractéristiques souhaitées en croisant les informations que chacun des essais livrerait. L analyse des résultats d essais, et notamment l examen des courbures et des dilatations observées, a permis de procéder à des simulations numériques avec évolution des conditions aux limites. Cette étude a permis de proposer un protocole permettant une analyse par calcul de la stabilité eu feu des murs maçonnés en terre cuite. Ce protocole est une analyse combinée indiquant les paramètres pertinents devant être évalués par essai, pour un type donné de maçonnerie, et un modèle d analyse alimenté par les paramètres ainsi identifiés Compartimentages par panneaux en bardage métallique Au cours d un incendie, les déformations de la structure principale des entrepôts en charpente métallique non protégée peuvent être importantes. Si elles ne sont pas bien liaisonnées à cette structure, les parois périphériques telles que les bardages métalliques peuvent se désolidariser et subir ainsi une dégradation importante de leurs performances. Dans le but de connaître le comportement au feu des systèmes de fixation mis habituellement en œuvre pour le maintien de ces éléments, deux essais ont été réalisés sur des tronçons de bardages métalliques exposés au feu. Pour reproduire les conditions de maintien réel de ce type d'éléments, chaque tronçon était liaisonné à un poteau en acier et soumis à un effort de traction, maintenu constant jusqu'à la ruine des systèmes de fixation. Après analyse, les mesures expérimentales ainsi recueillies en termes de températures et de mode de ruine des fixations ont été utilisées pour valider une méthode de simulation numérique, associant analyse thermique et analyse mécanique, pour le comportement au feu des bardages métalliques et de leurs fixations. En conclusion, les essais ont permis notamment d étudier le mode de ruine des systèmes de fixation habituellement utilisés pour le maintien des plateaux de bardage sur les charpentes métalliques. Ces essais ont également montré que la ruine des fixations des plateaux se manifeste avant la ruine des fixations utilisées pour liaisonner les tôles extérieures. La simulation numérique du comportement au feu (analyse thermique et analyse mécanique) d'un bardage métallique fixé sur une ossature métallique a donné des résultats très satisfaisants dans la prévision du temps et du mode de ruine des fixations assurant le maintien des plateaux de bardage sur l'ossature porteuse. Ce type de modélisation peut donc être appliquée, en combinaison avec des outils numériques de développement du feu, à des cas réels d éléments de bardage pour estimer le comportement de ces éléments en situation de feu réel tout en prenant en compte l interaction avec les éléments de structure avoisinants Compartimentages par panneaux préfabriqués en béton armé Cette partie de l étude s est intéressée au comportement global d un ouvrage en béton sous incendie en prenant en compte les différents niveaux d interactions entre compartiments non soumis au feu et ceux soumis à l incendie, entre structure porteuse et éléments de compartimentage, Dans le cadre de cette tâche, le comportement des murs coupe-feu en béton a été spécifiquement étudié. En France, la plupart des murs sont construits selon un système de poteaux en béton armé ou précontraint encastré dans des fondations ; des panneaux en béton sont associés aux poteaux et constituent le voile coupe-feu. Aujourd hui, le système constructif le plus répandu est celui à pose horizontale. 9/202

10 Les aspects identifiés comme pouvant jouer un rôle particulier vis à vis de la tenue au feu des murs coupe-feu sont : L interaction de la structure froide porteuse sur la partie d ouvrage chauffée en fonction des conditions aux limites ; Le fonctionnement de l engravure vis-à-vis des panneaux : o Déplacements pouvant engendrer un désengagement du panneau de l engravure ; o Efforts non compatibles avec la résistance de l assemblage, que ce soit au niveau du poteau ou du bord du panneau. Le comportement de l ensemble au feu naturel. Afin d évaluer les niveaux d interactions, une simulation numérique a été menée sur l ouvrage spécifiquement étudié (de type entrepôt). Cette première phase a permis de définir le contour de l expérimentation menée dans le four PROMETHEE du CERIB (Centres d Études et de Recherches pour l Industrie du Béton). L objectif de l essai était de reproduire le comportement d une partie du bâtiment (la mise en courbure de deux poteaux dans lesquels sont logés les panneaux constitutifs du mur coupe-feu) et d observer les effets d interactions - plaques - poteaux - engravures et d évaluer leur risque de ruine. Un scénario de type feu ISO a été retenu de sorte à focaliser l analyse sur l aspect mécanique. Suite aux observations réalisées pendant l essai, le modèle numérique initial a été complété de manière à représenter les conditions aux limites réelles mises en œuvre expérimentalement. L étude a permis d étudier l interaction entre des panneaux coupe-feu et des poteaux et donc d appréhender de manière globale le comportement d une partie de structure : d une part à travers une simulation numérique d un ouvrage et, d autre part, à travers un essai en laboratoire représentatif de cette interaction. L étude numérique, réalisée à l aide du code de calcul Aster, a permis d analyser l interaction d une partie de la structure froide porteuse sur la partie d ouvrage chauffée en fonction de conditions aux limites imposée par la configuration de la structure. Une étude a d abord été menée sur chacun des éléments de la structure (poutres et poteaux) puis sur un portique et enfin, sur la structure en ellemême (quart de cellule). La modélisation en grands déplacements a montré que la poutre entraîne le poteau de rive vers l intérieur de la cellule. Dans la modélisation «quart de cellule», deux types de poteau («de coin» et «libre») ont été simulés. Pour des raisons liés à la complexité du développement numérique, les panneaux ont quant à eux été simulés via l introduction de ressorts avec une certaine raideur de torsion appliquée sur les poteaux. Ensuite, la configuration expérimentale (à échelle réduite par rapport aux simulations de la structure de l entrepôt) a été définie et constituée de deux panneaux superposés et de deux poteaux, le tout reposant sur une semelle en béton. Des conditions aux limites ont été imposées sur un des poteaux pour être le plus proche de la réalité. L objectif de l essai en laboratoire était d étudier l intégrité du système constructif et de valider l approche numérique réalisée. Le dispositif d essai a été soumis au scénario de feu ISO pendant plus de 3 heures. Les poteaux ont présenté des allures de déformée similaires. Les panneaux se sont courbés vers le feu. Un dispositif de mesures constitué de capteurs de déplacements (suivi des déformations des poteaux et des panneaux) et d un capteur force (suivi en continu de la force de réaction due au blocage d un point d un des deux poteaux pour simuler un poteau de coin) avait été spécialement mis en place. Aucune défaillance du système constructif n a été observée. Les résultats obtenus numériquement ont été confrontés à ceux obtenus expérimentalement. Les différences observées ont conduit à améliorer le modèle numérique en modélisant les panneaux par des éléments de type coque pour se rapprocher au mieux des allures de déformées similaires des poteaux et pour appréhender le comportement réel de la semelle, libre de se déplacer sur le sol très rigide. L étude proposée ici a donc permis de montrer le bon comportement global de la structure panneauxpoutres : Le nœud panneau-poteau exposé au feu n a pas montré de défaillance lors de l essai ; 10/202

11 Les interactions poteaux-panneaux et panneau-panneau se sont bien comportées : pas de désengagement des panneaux de l engravure et pas de désengagement entre les panneaux au niveau de la feuillure. Les poteaux courants de ce type de structure ont des flèches atténuées dues à cette interaction. L étude a montré plus largement la possibilité d étudier et de démontrer la tenue au feu non plus d un élément d une structure mais d étudier de manière globale une structure sous un feu Comportement des façades en bois Dans le cadre du risque de propagation du feu en façade, il n'existe pas à l'heure actuelle d'évaluation de performance des systèmes constructifs à base de bois pouvant enrichir l'it 249, qui vient en appui descriptif de la réglementation de sécurité incendie (notamment l'article CO21 pour les Établissements Recevant du Public). Au travers d'un tour d'horizon international, cette partie de l étude a tenté d'identifier et d'analyser les différents modes d'évaluation de ce "risque de propagation d'incendie en façade" qui existent en dehors du territoire national afin de poursuivre, à la suite de ce travail, avec une étude de faisabilité d'exploitation éventuelle de certaines règles détectées comme adaptable a priori à la situation. Les pratiques examinées sont celles des pays suivants : Allemagne Suisse Autriche Finlande Norvège Suède États-Unis d Amérique Canada Cet examen a permis de mettre en évidence les différentes manières dont les principes constructifs ont été définis vis-à-vis du risque de propagation du feu dans les façades en bois, dans chacun des pays. En Autriche et en Suisse, il a été noté que les résultats de quelques projets de recherche ont amené un assouplissement des exigences sur les façades. Il en est aussi émergé des documents donnant les moyens de justification ou directement des règles de moyens (solutions constructives). 11/202

12 PARTIE A : Éléments de compartimentage par cloisons en plaques de plâtre sur ossature et par murs maçonnés en terre cuite. 12/202

13 1 - INTRODUCTION Les éléments de compartimentage traités par le CSTB dans le cadre de cette tâche du Projet National d Ingénierie de Sécurité Incendie sont les cloisons en plaques de plâtre sur ossature métallique et les cloisons en maçonnerie de terre-cuite. L objectif que s est fixé le CSTB est d enrichir la connaissance du comportement des compartimentages afin de permettre l évaluation de la tenue au feu d éléments de grande hauteur ne pouvant être testés expérimentalement à l échelle 1 du fait de la taille des fours. Les cloisons réalisées à l aide de plaques de plâtre montées sur une ossature métallique légère sont une solution constructive très répandue pour le compartimentage et la distribution des locaux dans un bâtiment. Le comportement au feu de telles cloisons a fait l objet de nombreux essais sous feu conventionnel ISO R834 afin de justifier leurs qualités coupe-feu et pare-flamme. Les évolutions du marché qui tendent à développer des cloisons de grande hauteur ont justifié que des méthodes d extrapolation des résultats obtenus par essais au four soient proposées. L analyse bibliographique a montré que ces extrapolations reposaient toutes sur le comportement sous feu conventionnel ISO R834 (confer analyse bibliographique SAKJI, 2006). L intégration progressive de l ingénierie de la sécurité dans la règlementation incendie rend intéressantes et nécessaires des investigations qui sortent du cadre strict de l évaluation par essai sous feu conventionnel. La partie de ce rapport consacrée aux cloisons en plaques de plâtre analyse les résultats d une campagne d essais réalisée dans le cadre de cette tâche du PN ISI visant à étudier le comportement de cloisons soumises à des actions plus représentatives de feux naturels que la courbe de montée en température conventionnelle. Des simulations ont été menées en parallèle afin d examiner la possibilité de compléter la démarche expérimentale par une approche numérique, en particulier pour explorer des domaines peu accessibles à l essai (feux complexes, grandes dimensions). Les cloisons en maçonnerie de terre-cuite ont également fait l objet de nombreux essais. Cependant, avant même de s intéresser à leur comportement sous des actions plus représentatives de feux réels que la montée en température conventionnelle, il nous est apparu important d étudier les modalités de l extrapolation d un résultat d essai à l évaluation de la tenue au feu d une cloison de grande hauteur. En effet, l analyse bibliographique (NGUYEN, 2009) nous a montré que les démarches adoptées, qui reposent sur des caractérisations à l échelle de la matière (tesson) ou de l élément (brique), ont des difficultés à reproduire les essais. Il est donc raisonnable de penser que les insuffisances constatées pourront être lourdes de conséquences dans une démarche de prévision par calcul du comportement d une cloison de grande hauteur. En conséquence, la partie de ce rapport consacrée aux cloisons en maçonneries de terre-cuite analyse les résultats d une campagne d essais réalisée dans le cadre de cette tâche du PN ISI en se fixant pour objectif de travailler avec des quantités mécaniques généralisées caractérisées à l échelle des panneaux testés expérimentalement. Cette analyse est accompagnée d une proposition de 13/202

14 méthode d extrapolation intégrant les effets de second ordre importants en grande hauteur pour des cloisons lourdes. Cette partie est enfin complétée d une proposition d essais mieux à même de permettre la caractérisation de toutes les quantités mécaniques utiles que ne le peuvent les essais traditionnels. On précise que ce rapport d étude est indissociable des deux rapports portant sur les campagnes d essais spécifiques réalisées dans le cadre de cette tâche du PN ISI car il y fait largement référence. De plus, on souligne que les rapports d essais présentent en eux-mêmes un intérêt au moins aussi fort que le présent rapport d étude car ils constituent une base de données expérimentale riche et originale. 2 - RETOUR D EXPÉRIENCE SUR LES ESSAIS CONVENTIONNELS RÉALISÉS SUR CLOISONS EN PLAQUES DE PLÂTRE SUR OSSATURE MÉTALLIQUE Essais antérieurs Dans le cadre de l évaluation des performances coupe-feu des cloisons à base de plaques de plâtre, de nombreux essais ont été et sont réalisés au CSTB et au CTICM. Tous les rapports d essais ne sont pas disponibles, néanmoins, certains comparatifs ont été faits. Tous les essais sont réalisés pour l action thermique conventionnelle ISO R834, pour des dimensions de cloisons de 3mx3m environ. Différentes configurations ont été testées en fonction de la taille des montants, du nombre de plaques et de leur nature (standard ou spécial feu) Retour d expérience Le tableau suivant présente les caractéristiques de quelques essais choisis pour leur représentativité des essais recensés : 14/202

15 No CF PF Plaques F1i S S x PPF BA13 de chaque côté+d8 2 x BA13 Std de chaque côté 2 x BA13 Std de chaque côté Ossature (fourrure) 2 x M48-35 double avec 5 entretoises en tôle 110x130x1 (a=600) 1 x M48-35 Isolant L.V. PAR45 e=45, (ρ=30 kg/m 3 ) Début de chute 1 ère plaque côté feu Début de chute 2 ère plaque côté feu x M F x BA13 PPF de chaque côté 1 x M70-40 S5i x BA13 Std de chaque côté 2 x M48-35 accolés L.V. e=30, (ρ=15.6 kg/m 3 ) S x BA13 Std de chaque côté M48-35 S x BA13 Std de chaque côté 1 x M48-35 simple S x BA13 Std PP de chaque côté 1x M48-35 simple F9i x BA13 Placoflam (PPF) de chaque côté 2 x M48-35 accolés L.R. en Zig zag Rockwool e=50, (ρ=40 kg/m 3 ) F x BA13 Placoflam (PPF) de chaque côté 2 x M48-35 simples S x BA13 Std de chaque côté 1 x M70-40 simples S KS BA 13 d'un seule côté M48-35 accolés (a=600) F BA13 Stucal M48 non Tableau 1 : Caractéristiques des essais conventionnels 15/202

16 Parmi les résultats collectés, on retiendra en particulier ceux concernant les cloisons à parements doubles car ils seront confrontés par la suite aux résultats obtenus dans la campagne d essais effectuée dans le cadre de cette action : Caractéristiques Plaques standard Plaques spécial feu Temps de la chute de la 1 ère plaque 29 à 32 min 58 à 86 min. Temps de la chute de la 2 ème plaque 45 à 60 min 90 à 98 min Classement Pf ou CF 1h à 1h30 2h Tableau 2 : Retour d expérience des essais conventionnels Le graphique suivant détaille les résultats concernant le temps de chute des plaques : 120 temps de chute 100 première plaque deuxième plaque Temps (min) F1i S2 S3 F4 S5i S6 S7 S8 F9i F10 S11 S12 F13 Essai Figure 1 : Temps de chute des plaques Le graphique suivant détaille les résultats concernant le classement des cloisons : 16/202

17 CF PF 120 Temps (min) F1i S2 S3 F4 S5i S6 S7 S8 F9i F10 S11 S12 F13 Esssai Figure 2 : Classement des cloisons La figure suivante montre les résultats des mesures de flèches pour trois essais. Les résultats sont très dispersés : 200 Flèche milieu (mm) xM48 y = x x y = x x x xM48 1xM70 y = x x F1 F9 S11 Polynomial (F1) Polynomial (F9) Polynomial (S11) Arrêt de l'essai chute de la 1ère plaque chute de la 2ème plaque Temps (min) Figure 3 : Résultats de mesures de flèches (au milieu de la cloison) 17/202

18 On constate que les résultats en termes de flèche au milieu de la cloison sont très dispersés dans les essais où ils ont été observés. Cela peut se comprendre car la flèche dépend beaucoup des caractéristiques des cloisons (montants et plaques), ainsi que des conditions aux limites (dilatation libre ou gênée) Critères d analyse des essais Le retour d expérience des essais conventionnels permet de lister les phénomènes intervenant dans le comportement au feu des cloisons : retrait et dilatation des matériaux sous l action de la température ; perte de résistance des matériaux sous l action de la température ; courbure des plaques et des montants sous l effet du gradient de température dans la cloison ; cisaillement des fixations (vis). Ces phénomènes ont des effets qui peuvent être mesurés ou observés lors des essais. Par exemple, on peut observer la fissuration et l ouverture des joints sous l effet combiné du retrait du plâtre et de la déformation des montants de la cloison (courbure). L évolution de la température peut être mesurée sur les montants, et sur les plaques et la flèche au centre de la cloison peut également être enregistrée. Les paramètres qui peuvent être comparés aux résultats des simulations sont essentiellement les températures et les flèches. Si l acier des montant est bien connu, en revanche, les propriétés à chaud du plâtre le sont beaucoup moins et elles sont potentiellement variables en fonction du fabricant des plaques. De plus, le comportement des fixations à chaud est complexe et difficilement modélisable. 3 - ESSAIS SPÉCIFIQUES RÉALISÉS SUR CLOISONS EN PLAQUES DE PLÂTRE SUR OSSATURE MÉTALLIQUE Objectifs des essais Avec le développement des méthodes d ingénierie de sécurité incendie, il devient de plus en plus fréquent de devoir qualifier le comportement des éléments de construction sous l action de feu naturels cohérents avec les actions prises en compte pour l analyse du comportement global de la structure. Dans le cas de cloisons de hauteur importante par exemple, il est réaliste de prendre en compte la différence de température des gaz en fonction de la hauteur, les couches les plus hautes étant également les plus chaudes. Ces actions thermiques sont donc significativement différentes de l action thermique conventionnelle, tant en termes de températures atteintes que de répartition des zones affectées. Bien sûr, les caractéristiques des actions thermiques effectivement prises en compte 18/202

19 pour une étude précise sont spécifiques au cas étudié. Néanmoins, la présente recherche se base sur des actions dont les caractéristiques pourraient être représentatives des conditions les plus courantes. L objectif des essais est de déterminer dans quelle mesure les actions de type feu naturel engendrent un comportement des cloisons différent vis-à-vis de ce qu il est sous feu conventionnel ISO R 834, à la fois au niveau des propriétés des matériaux et au niveau du comportement global du système constructif. Deux effets sont visés : la forme de la montée en température et la présence d un gradient thermique dans le plan de la cloison. La taille des cloisons (3m x 3m) et les conditions aux limites mécaniques sont constantes par ailleurs Programme des essais 7 essais en vraie grandeur ont été réalisés. Leur description est donnée ci-après. Objectif 1 : Effet de la forme de la montée en température. Il s agit ici de voir comment évolue le comportement de la cloison lorsque la température des gaz chauds suit un historique différent de la montée conventionnelle ISO R834. Cet effet est étudié en réalisant 4 essais en vraie grandeur sous des sollicitations uniformes différentes sur des cloisons 98/48 dans le four vertical 3*3 m. Une couche de laine de verre de 50 mm d épaisseur est disposée dans le vide de la cloison. Pour tous les essais, la phase descendante de la courbe d'échauffement est celle dictée par le refroidissement du four après arrêt. Les mesures de températures et de flèches ont été poursuivies pendant 30 minutes après l arrêt du four pour mesurer les effets du refroidissement. 19/202

20 Essai n 1 Action thermique uniforme Essai de référence sous sollicitation ISO R 834 θ 500 C Essai n 2 Action thermique uniforme Feu naturel peu sévère Arrêt du four 20 min 50 min t Essai n 3 Action thermique uniforme Feu naturel très sévère (proche HC) θ Arrêt du four 1100 C Essai n 4 Action thermique uniforme Combinaison des sollicitations des essais 2 et 3 Arrêt du four θ 1000 C 900 C 500 C 10 min 20 min t 20 min 60 min 25 min t Figure 4 : Essais pour l effet de la montée en température Objectif 2 : Effet d un gradient thermique dans le plan de la cloison. Il s agit ici de reproduire les conséquences sur la cloison, d une part de l existence d une zone de gaz chauds en partie haute et d autre part d un feu localisé en pied de cloison (départ de l incendie). Cet effet est étudié en réalisant 3 essais en vraie grandeur sur des cloisons 98/48 dans le four vertical 3*3 m portant séparément sur l un et l autre des deux points précédents. Le gradient est créé en protégeant par une couche isolante M0 certaines parties de la face exposée de la cloison. Dans le cas du feu localisé, pour reproduire une sollicitation diminuant progressivement au fur et à mesure que l on s éloigne du foyer, la couche isolante a deux épaisseurs : une fine proche de la zone non protégée, une plus épaisse au loin. 20/202

21 Essai n 5 Feu localisé θ 1000 C 900 C 500 C Arrêt du four 1,5 m Protection épaisseur 2*60 mm 20 min 60 min 25 min t Essai n 6 Feu localisé θ 1000 C 900 C 500 C Arrêt du four Épaisseur 2*60 mm Épaisseur 60 2 m Épaisseur 60 Épaisseur 2*60 20 min 60 min 25 min t 1,5 m Essai n 7 Feu localisé 1000 C 900 C θ Arrêt du four Épaisseur 2*60 mm Épaisseur 60 Épaisseur 60 Épaisseur 2*60 2 m 5 min 60 min t 1,5 m 21/202

22 Figure 5 : Essais pour l effet d un gradient thermique dans le plan Les conditions aux limites étaient les conditions habituelles de 3 bords fixes et un bord librement dilatable, l objectif étant que les essais effectués dans le cadre de cette campagne puissent être comparés aux essais standards. Le tableau suivant résume les cas testés et annonce la nomenclature qui sera utilisée pour les sollicitations dans l analyse. Essai Type Courbe 1 Uniforme ISO 2 Uniforme T500 3 Uniforme HC 4 Uniforme T+ 5 Localisée : ½ supérieur T+ 6 Localisée : ¼ inférieur, avec dégradé T+ 7 Localisée ¼ inférieur, avec dégradé T900 Tableau 3 : Résumé des configurations Analyse des résultats d essais La numérotation des annexes commentées ci-dessous est celle du rapport d essais portant sur les «compartimentages en plaques de plâtre sur ossature métallique» associé au présent rapport Chute des plaques Le graphique de la figure suivante représente l intervalle de temps durant lequel se produit la chute des plaques sur le même graphique que les sollicitations thermiques. Il permet ainsi d apprécier l impact de la forme de l action thermique sur la chute des plaques. Pour l essai 1 (feu ISO, conventionnel), on peut noter au passage que la chute de la 1 ère plaque a lieu après 31 minutes et celle de la 2 ème plaque après 38 minutes, ce qui est conforme au retour d expérience des essais conventionnels antérieurs. 22/202

23 Température [ C] intervalle entre les chutes Temps [min] ISO HC T500 T900 T+ Figure 6 : Courbes de températures et chute des plaques Le tableau suivant résume certaines observations importantes : face exposée Essai n Type Courbe feu Fissuration enduit (min) Fissuration 1ère plaque (min) Chute 1ère plaque (min) Flèche (mm) Chute 2ème plaque (min) Flèche (mm) Durée de l'essai (min) 1 uniforme ISO uniforme T uniforme HC ? 21? 21 4 uniforme T localisée sup. T localisée 1/4inf. T localisée 1/4inf. T Tableau 4 : Principales observations 23/202

24 Températures La comparaison des mesures de températures dans les cloisons pour les différents essais permet de tirer des renseignements importants sur les aspects traités aux points suivants. Allure des courbes de température - Échauffement L évolution de la température dans les zones chauffées de la cloison a globalement l allure suivante, sous réserve que la sollicitation thermique soit suffisamment importante pour atteindre les différents états décrits ci-dessous. La forme de courbe n étant pas calée dans le temps, elle représente l évolution de la température dans les plaques exposées, ou dans le montant. Cette forme est vérifiée pour toutes les sollicitations sauf T500. Température ( C) Temps Figure 7 : Évolution type de la température dans les éléments constitutifs de la cloison Au-delà de 800 C, la fiabilité des mesures de température est incertaine car la phase 4 correspond généralement à un état proche de la ruine de la cloison. La phase 1 correspond à l atteinte d un palier, qui peut être légèrement incliné. La température augmente lentement et ne dépasse pas les 100 C. C est la qu ont lieu principalement le retrait et la dessiccation des plaques. La phase 2 connait une augmentation rapide de la température car l eau libre contenue dans le plâtre est évaporée. La phase 3 connait une augmentation plus rapide de la température, due à la chute de la première plaque de parement, puis de la deuxième. 24/202

25 La longueur du palier dépend de la sollicitation et de la position du point de mesure. Plus le point de mesure est situé loin de la face exposée plus le palier dure longtemps. A la fin du palier, la température atteint 100 C au point de mesure. Effet de la rapidité de l échauffement On peut répartir les essais en deux groupes : 3. les essais à échauffement rapide : Courbe ISO, HC et T essais à échauffement lent : Courbe T500 La courbe de température des thermocouples situés dans le plâtre au niveau des parements de la face exposée obtenue dans le cas des sollicitations T est instructive. En comparant les courbes des annexes 12 (ISO), 79 (HC) et 248 (T900), on peut remarquer : 1. que la durée du palier est similaire pour T900 et HC mais plus longue pour ISO 2. que la pente de la courbe de température du thermocouple situé entre les deux plaques de la face exposée est similaire pour T900 et HC au début, et plus faible pour ISO Ces observations semblent confirmer l explication du comportement au feu du plâtre explicitée dans le paragraphe précédent. La courbe de l annexe 47, relative à la sollicitation T500, ne présente pas de palier très visible, mais la température dépasse 100 C au bout de 20 minutes. La vitesse de montée en température et la température maximale sont donc des paramètres importants pour expliquer le comportement du plâtre. Effet de la température maximale Les courbes HC et T900 ont une vitesse de montée en température similaire (annexe 79 et 248), mais atteignent une température maximale différente. A ce niveau de température (900 C et plus) on n observe pas de comportement significativement différent, les différences semblant plutôt liées à l étendue de la zone exposée. Les courbes ISO et T900 atteignent un niveau de température comparable après 30 minutes, et les courbes des annexes 12 et 248) montrent une allure similaire des courbes de mesures, à ceci près qu on constate un décalage dans le temps, visiblement dû à la différence de rapidité de la montée en température. Les annexes 47, 110 et 248 permettent de comparer les courbes T500, T+ et T900. On rappelle que T+ est la combinaison de T500 et T900. On constate que les sollicitations T+ et T900 ont le même 25/202

26 effet, simplement décalé dans le temps du fait du «retard» de T+ sur T900. On peut également comprendre que la sollicitation T500 permet de vaporiser complètement l eau en 20 minutes (la température du plâtre atteint 100 C), c'est-à-dire dès que la sollicitation atteint 500 C. En outre, les courbes des annexes 12 (ISO) et 110 (T+) et 248 (T900) sont similaires à une translation près qui correspond à la différence de la durée du palier. L effet de la température maximale atteinte est difficile à évaluer en soi. Au-delà de 900 C, on ne voit pas d effet clairement apparent, toutes les sollicitations conduisant à la ruine. La température des gaz atteinte lors de la chute de la plaque de première peau varie entre 800 et 1000 C. La température correspondant à l interface des deux plaques est variable, ce qui est cohérent avec le fait que des phénomènes mécaniques sont importants dans le mécanisme de chute des plaques. Les différentes courbes présentent toutes une inflexion à 400 C, point qui se situe peu après la chute de la première peau. Cette inflexion indique une exposition directe du thermocouple aux gaz chaud, c est à dire la disparition de la plaque de première peau à cet endroit. Influence de la forme de la sollicitation thermique L allure des courbes de température des éléments de la cloison dans le cas de la sollicitation T+ d une part et des sollicitations T500 et T900 (Annexes 47, 110 et 248) montre que pour les plaques de plâtre exposées et le montant, l échauffement sous T+ est la «combinaison» de celui mesuré sous T500 et T900. Tout ce passe comme si T500 réalisait un préchauffage de la cloison, qui conduit à l évaporation de l eau contenue dans le plâtre. Cependant le changement de sollicitation thermique intervenant juste à la fin du palier de vaporisation, l interprétation de cette propriété d additivité est à faire avec prudence, car on se trouve dans un cas particulier. De plus, rien ne permet de la valider dans le sens inverse, c'est-à-dire d abord une sollicitation rapide puis lente. Gradient de température en plan - feu localisé Les essais 4, 5 et 6 ont été réalisés pour étudier l influence de la localisation de la zone exposée. Respectivement, la zone exposée est la cloison complète, la moitié supérieure et le quart inférieur coté bord libre. Pour les mesures de températures loin des bords (au centre des zones exposées) correspondant aux annexes 110, 145 et 195, on ne constate pas d influence notable de la taille de la zone exposée. Lors de l essai n 6, concernant les points situés sur une même ligne verticale (annexes 242 à 247) et ayant une épaisseur de protection différente, on constate que l effet de la conduction dans le montant ou dans le plâtre est négligeable dans le plan de la cloison. Du point de vue purement thermique, il semble donc qu on puisse utiliser un modèle 1D de diffusion de la chaleur en chaque point. 26/202

27 Les observations montrent par contre que lorsque les plaques chutent la forme des parties détruites ne dépend pas uniquement de la forme de la zone exposée mais surtout de la forme de la plaque (position des joints). Des parties peu exposées peuvent donc être entrainées par la chute initiée dans la partie la plus exposée. Une fois les deux parements percés, le feu se propage vite dans l espace entre plaques car les gaz chauds détruisent la laine de verre. D un point de vue thermique, on pourrait semble-t-il bien approcher l échauffement des éléments en négligeant la conduction dans le plan de la cloison Flèches En vue de l élaboration d un critère permettant d estimer le moment de la chute des plaques en tenant compte des déformations, il est important de pouvoir mesurer les flèches en cours d essai. Lors de l essai n 3 sous courbe HC, la plaque s est déformée vers le coté opposé au feu, ce qui est le contraire des autres essais. Il est probable que les conditions limites réelles n aient pas été celles prévues normalement (bord libre). Pour les autres essais, les mesures effectuées en différents points de la cloison semblent exploitables. La figure suivante présente la comparaison des flèches pour les sollicitations uniformes (Essais 1 à 4, ISO, HC, T500 et T+). Comparaison des flèches au centre de la cloison ISO T+ HC T500 Flèche (mm) Temps (min) Figure 8 : Comparaison des flèches au centre de la cloison pour les différentes sollicitations uniformes On retrouve la grande similitude du comportement de la cloison sous ISO et T+. 27/202

28 La sollicitation T500 produit des flèches modérées, sans chute de plaques, qui peuvent être utiles au calage d un modèle de simulation mécanique. Enfin, on observe que les flèches produites par la sollicitation T500 et T+ sont pratiquement égales dans les 20 premières minutes, ce qui est attendu compte tenu de la forme de T+. La diminution de la flèche après 20 minutes, dans le cas de T+, s explique par le pic de pression visible sur l annexe 122 qui est simultané à cet accident de la flèche. La pression passe brutalement de 20 à 150 Pa lors de l essai 4 (T+), alors qu elle est constante dans l essai 1 (ISO). De même dans l essai 3 (HC), la pression augmente beaucoup après 5 minutes pour atteindre 160 Pa, ce qui est sûrement à l origine de l inversion de la flèche. Les mesures réalisées lors des essais 4, 5 et 6 permettent de visualiser l effet d une sollicitation localisée par rapport à une sollicitation uniforme. Les mesures sont faites au niveau des montants. On retient en particulier les points : 1. G : au centre de la cloison 2. C : au milieu de la moitié supérieure 3. J : au centre du ¼ inférieur En outre, les points situés sur une même horizontale ou sur une même verticale permettent de se faire une idée de la déformée globale de la cloison. En comparant les déformées du montant situé en rive du bord libre et celle du montant central (par exemple annexe 122, essai 4), qui devraient être similaires en théorie, on note que la condition limite réelle est assez éloignée de la condition théorique et que le bord n est pas entièrement libre, même si des mouvements sont possibles dans une certaine mesure. 28/202

29 Comparaison des flèches au centre de la cloison G essai 4 G essai 5 G essai 6 40 Flèche (mm) Temps (min) Figure 9 : Mesures de la flèche au centre de la cloison Comparaison des flèches au centre de la moitié supérieure Flèche (mm) C essai 4 C essai 5 C essai Temps (min) Figure 10 : Mesure de la flèche au centre de la moitié supérieure de la cloison 29/202

30 Comparaison des flèches au centre de du quart inférieur Flèche (mm) J essai 4 J essai 5 J essai Temps (min) Figure 11 : Mesure de la flèche au centre du quart inférieur de la cloison Les résultats présentés ci-dessus montrent que l évolution expérimentale de la flèche en fonction du temps est difficile à analyser, compte tenu de la faible précision des mesures et de la dispersion des résultats. Même pour des durées inférieures à l instant de la chute des plaques, la tendance d évolution est imprécise. On retiendra les pics de pression qui sont mesurés lors des essais : Essai 4 : 150 Pa de 30 à 40 minutes Essai 5 : 160 Pa de 20 à 25 minutes Essai 6 : 50 Pa à 23 minutes La Figure 9 et la Figure 10 semblent refléter l effet de cette surpression sur les flèches. Il faudra en tenir compte dans la comparaison avec la simulation. Remarque : Les surpressions son dues au mode de pilotage du four, qui nécessite une puissance maximale et des pertes minimales pour suivre les courbes de montées en température rapides (HC, T900, T+) non prévues pour l installation de ce four. Le cas de la courbe T+ est particulier dans la mesure où l accélération de la sollicitation se produit à un moment tardif (20 minutes) où les propriétés mécaniques de la cloison sont déjà bien affaiblies. Dans le cas de HC, la surpression doit être appliquée longtemps car la courbe de température à suivre atteint un niveau très élevé. Pour les autres courbes, cette perturbation due à la pression est limité aux premières minutes de l essai. Dans le cas de la sollicitation ISO pour laquelle l installation est prévue, cette surpression marginale est naturellement inexistante. 30/202

31 4 - SIMULATIONS NUMÉRIQUES DES ESSAIS RÉALISÉS SUR CLOISONS EN PLAQUES DE PLÂTRE SUR OSSATURE MÉTALLIQUE Sous feu conventionnel ISO Champs de températures Propriétés thermophysiques du plâtre Pour simuler l échauffement d une plaque de plâtre, il est nécessaire de connaitre les paramètres thermophysiques qui entrent en ligne de compte dans les échanges thermiques entre les gaz et la cloison. Deux sources ont été consultées. La première a servi de base au développement d un modèle de matériau pour le plâtre dans le logiciel SAFIR, utilisé pour cette étude. On se réfère au type C-Gypsum, présenté comme le modèle pertinent pour les plaques de type standard. D autre part, dans le cadre de la thèse de S. Sakji réalisée au CSTB, des valeurs ont également été proposées. La figure suivante montre la grande différence des valeurs proposées, différence due entre autres choses au fait que le protocole d essai et la méthode d obtention des valeurs sont différents dans les deux sources Diffusivité thermique (x10e-7m²/s) a x10-7 a sedik Températures ( C) Figure 12 : Comparaison des diffusivités thermiques issues des deux sources bibliographiques Pour rappel la diffusivité thermique est liée à la conductivité thermique, la chaleur spécifique et la masse volumique par la relation : 31/202

32 λ( T ) a( T ) = ρ( T ) C( T ) Les valeurs proposées intégrées dans le modèle SAFIR sont illustrées sur la Figure 13, la Figure 14 et la Figure Conductivité thermique (W/mK) Températures ( C) Figure 13 : Conductivité thermique (modèle SAFIR) 32/202

33 Chaleur spécifique (J/kgK) Températures ( C) Figure 14 : Chaleur spécifique (modèle SAFIR) Masse volumique (kg/m-3) Températures ( C) Figure 15 : Masse volumique (Modèle SAFIR). Pour les échanges radiatifs et convectifs, le guide SAFIR propose les valeurs suivantes : 33/202

34 Coefficients de convection : h=5w/m/ K sur la face exposée et 5W/m/ K sur la face non exposée Émissivité relative : 0.8. Propriétés thermophysiques de l isolant L espace entre les plaques est comblé par de la laine de verre de densité 25kg/m 3. Ces propriété thermophysiques ont été trouvées dans des documents d archive du CSTB. Elles sont détaillées dans le tableau ci-dessous. Température ( C) Conductivité thermique (W/m/ K) Chaleur spécifique (J/kg/ K) Masse volumique (kg/m 3 ) Tableau 5 : Propriétés thermophysiques de la laine de verre A partir de 650 C, la laine de verre fond. Propriétés thermophysiques des montants Les montants sont en acier. Les propriétés thermophysiques sont données par l Eurocode 3 partie 1-2. Maillage La figure suivante montre le maillage de la section de la cloison. 34/202

35 Figure 16 : Maillage de la section de cloison. Résultats La Figure 17 et la Figure 18 montrent le champ de température dans la section de cloison à 26 minutes, juste avant la chute des plaques, et à 60 minutes, si on suppose que la plaque exposée n est pas tombée. 35/202

36 DIAMOND 2007 for SAFIR FILE: S9848LV NODES: 936 ELEMEN TS: 874 SOLIDS PLOT FRONTIERS PLOT CONTOUR PLOT TEMPERATURE PLOT TIME: 1560 sec Y X Z Figure 17 : Champs de température à 26 minutes DIAMOND 2007 for SAFIR FILE: S9848LV NODES: 936 ELEMEN TS: 874 SOLIDS PLOT FRONTIERS PLOT CONTOUR PLOT TEMPERATURE PLOT TIME: 3600 sec Y X Z Figure 18 : Champs de températures à 60 minutes, sans prise en compte de la chute des plaques On note que la présence du montant perturbe le champ de température localement, en particulier du fait de la forte conductivité de l acier. En début d incendie, jusqu'à la chute de la première plaque le gradient thermique est très grand dans le plâtre, tandis que les autres composants de la cloison sont très peu chauffés. 36/202

37 La Figure 19 donne les résultats de la comparaison entre l essai ISO et la simulation avec le logiciel SAFIR. Dans un premier temps on ne simule pas la chute des plaques. La bande jaune matérialise la plage de temps lors de laquelle il a été observé la chute des plaques de la 2 ème peau. Les points référencés «plaques exposées» et «plaques non exposées» sont situés au milieu des couches de plâtre, c est-à-dire entre les deux plaques de chaque parement. Température ( C) Comparaison des résultats d'essai et de la simulation Feu ISO alphab1 alphab2 alphab3 alphab4 alphab5 plaques non exposées semelle non exposée du montant âme du montant semelle esposée du montant plaques exposées Chute des plaques Temps (minutes) Figure 19 : Comparaison des résultats d'essais (trais continus) et des simulations pour le feu ISO (points). La validité de la simulation est limitée à la durée pendant laquelle les plaques restent en place. On voit clairement sur le graphique que la simulation est proche des résultats d essais, mais sous-estime les températures. En particulier, la bosse du début visible sur les résultats d essais n est pas correctement reproduite par la simulation. En revanche, le changement d allure des courbes entre la zone de palier et celle d une augmentation rapide est bien reproduit, pour des temps similaires à ceux de l essai. Le palier est dû à l évaporation de l eau contenue dans le plâtre (consommation d énergie par changement de phase). On peut donc conclure que le matériau plâtre C-gypsum du logiciel est satisfaisant sur ce point. Lors de la phase d échauffement rapide (après le palier) et jusqu au moment de la chute des plaques, les températures simulées sont légèrement surestimées, mais l écart est très satisfaisant. La comparaison des températures d essai et de la simulation permet de situer la chute de la plaque de plâtre de seconde peau à 30 minutes. Il convient donc de reprendre la simulation en neutralisant la moitié de l épaisseur de plâtre en face exposée. 37/202

38 Température ( C) Comparaison des résultats d'essai et de la simulation Feu ISO alphab1 alphab2 alphab3 alphab4 alphab5 plaques non exposées semelle non exposée du montant âme du montant semelle esposée du montant plaques exposées Chute des plaques Chute des plaques Temps (minutes) Figure 20 : Comparaison des résultats d'essais (trais continus) et des simulations (points) pour le feu ISO, en tenant compte de la chute de la première plaque La chute des plaques est modélisée sous la forme d un phénomène brutal : au temps de la chute observée à l essai (30 minutes), on retire du maillage les mailles correspondant à la plaque détruite. Dans la réalité, les observations montrent que le phénomène est plus progressif : Les plaques chutent par morceaux : l augmentation de l échauffement constaté dépend donc de la position du capteur par rapport au morceau détruit. Des fissures et les joints ouverts induisent localement une exposition plus importante. Sur la Figure 20, les bandes de couleurs représentent cet aspect progressif. La figure fait bien apparaitre que, à 30 minutes, lorsque la première plaque disparait, le point «plaques exposées», initialement situé entre les deux plaques du parement se retrouve directement en contact avec les gaz du four, d où le saut de température. De même le point «semelle exposée du montant» voit son échauffement brutalement augmenter du fait que sa protection passe de deux plaques (25mm) à une plaque (12.5mm) de plâtre. Les températures calculées sont sécuritaires par rapport à l essai. Bien sûr, comme il n est pas tenu compte de la chute de la deuxième plaque, les températures calculées ne sont plus valides au-delà de la deuxième bande de couleur. Au moment de la chute de la première plaque, on est déjà quasiment au bout du palier de température, l évaporation de l eau contenue dans le plâtre a eu lieu. De ce fait, l exposition brutale aux gaz chauds se répercute presque sans amortissement sur les températures. On peut noter également que la température de l âme du montant est surévaluée, et que l augmentation de l échauffement est plus rapide par calcul que ce qui a été mesuré. La courbe de température de la semelle exposée du montant lors de l essai présente un point d inflexion qui traduit le changement 38/202

39 d exposition au gaz, mais dans la réalité une partie plus importante de l énergie d échauffement est absorbée (vaporisation, réaction de transformation de la laine de verre) pendant une dizaine de minutes, ce qui décale l échauffement du montant. Conclusion La comparaison entre simulations et mesures d essais permet de conforter le modèle thermique du matériau plâtre pour l action thermique ISO. La difficulté reste l impact de la chute des plaques. Sur le plan théorique, la neutralisation d une partie du plâtre du maillage donne des résultats intéressants mais, il nécessite de connaitre le moment de la chute des plaques. Ce moment pourrait être obtenu par les moyens suivants : 1. retour d expérience 2. critère mécanique ou thermique 3. essai. Le premier moyen semble assez peu réaliste si on sort des configurations standards, car on ne disposera pas de valeurs de référence. Il faudrait alors savoir estimer l effet de la géométrie, des conditions aux limites, etc. L utilisation d un critère est à développer, car un tel critère ne fait pas encore l unanimité. Il peut nécessiter une modélisation mécanique. Ce moyen est plus satisfaisant d un point de vue théorique, et la mise au point du critère est un des objectif de cette recherche. Enfin, le recours systématique à l essai n est pas envisageable, par exemple lorsque la taille de la cloison est grande. On en revient donc à la nécessité de définir un critère acceptable. La confrontation essai-mesure ci-dessus montre néanmoins que dans le cas de l action thermique ISO, il est possible de simuler numériquement l échauffement de la cloison avec une fiabilité satisfaisante jusqu'à l instant de la chute des plaques. Cette simulation pourrait donc être une alternative à l essai, sous réserve que les résultats d échauffement puissent être liés à un critère de chute des plaques reflétant correctement l aspect mécanique du phénomène. Enfin il ne faut pas oublier que dans les 10 premières minutes de sollicitation incendie, les résultats de la simulation sont assez éloignés des mesures. Aussi on ne pourrait pas utiliser les températures simulées dans les premières minutes. Autrement dit, le recours au modèle thermique utilisé est satisfaisant si la chute des plaques a lieu après les 10 premières minutes d incendie Flèches Dans le modèle mécanique, on utilise un modèle 2D utilisant des éléments poutres. Seul l acier du montant est pris en compte. La cloison est articulée en pied et libre en tête, elle supporte seulement son poids propre (265N/m). On modélise seulement une largeur de 60 cm. Les températures prises en compte pour les résultats de la Figure 21 sont celles simulées, avec prise en compte de la chute des plaques de première peau (voir Figure 20). 39/202

40 Flèche à mi hauteur (mm) essai flèche mi hauteur Comparaison des résultats d'essai et de la simulation Feu ISO Chute des plaques Temps (minutes) Figure 21 : Comparaison de la flèche mesurée à mi-hauteur pour l'essai ISO avec la simulation en modèle poutre. Jusqu au moment de la chute des plaques la simulation suit les résultats d essais, mais sous estime la flèche. Cela provient d une part des températures simulées qui sont sous-estimées au début de l essai et du fait que la contribution du plâtre est négligée. Après 40 minutes il y a divergence des résultats, la simulation aboutissant à des flèches beaucoup plus importantes que l essai. Cela s explique par le fait que la simulation ne tient pas compte de la résistance du plâtre (en particulier en face non exposé) et de l effet de plaque. Dans le comportement mécanique, le gradient thermique dans le montant joue un rôle important. La Figure 22 montre la différence entre les valeurs de ce gradient entre simulation et essai. Elle représente l évolution de la différence de température entre semelle exposée et semelle non exposée du montant. 40/202

41 Température ( C) Comparaison des résultats d'essai et de la simulation Gradient - Feu ISO essai simulation Chute des plaques Chute des plaques Temps (minutes) Figure 22 : Comparaison entre essai et simulation : Gradient de température dans le montant Après 32 minutes, le gradient issu de la simulation est très différent de celui mesuré lors, de l essai, ce qui rend les résultats de la simulation peu fiables. On observe également qu après 10 minutes, le gradient simulé est plus grand que le gradient mesuré. Si le plâtre pouvait être négligé, on devrait avoir une flèche simulée supérieure à la flèche mesurée, ce qui n est pas le cas. Cela confirme la part non négligeable du plâtre Sous courbe T Échauffement La Figure 23 compare les températures simulées et les températures d essai. La simulation a été conduite en reprenant les mêmes valeurs que pour la simulation ISO pour les paramètres thermophysiques. En principe, il faudrait diminuer la valeur du coefficient de convection en face exposée. 41/202

42 Température ( C) alpha_e1 alpha_e2 alpha_e3 alpha_e4 alpha_e5 plaques non exposées semelle non exposée du montant âme du montant semelle esposée du montant plaques exposées Feu ISO Temps (minutes) Figure 23 : Comparaison de la simulation (points) et des températures mesurées (trais continus) en essai pour la courbe T Flèches La Figure 24 compare les flèches à mi-hauteur et au ¼ de la hauteur (D, F obtenue par la mesure et par la simulation. 42/202

43 20 15 D E F 1/4 de la hauteur mi hauteur Comparaison des résultats d'essai et de la simulation T500 Flèche (mm) Temps (minutes) Figure 24 : Comparaison des flèches obtenues expérimentalement (trais continus) et par simulations (points) L écart entre mesure et simulation est important en début de sollicitation, là où le plâtre est peu chauffé et où les écarts entre température mesurée et température simulée sont les plus importants. Par contre la correspondance entre la flèche obtenue après 30 minutes est très bonne à mi-hauteur et au quart de la hauteur supérieur (F). La simulation aboutit à des flèches ayant les mêmes valeurs pour le quart supérieur et le quart inférieur, alors que les mesures au point D et F sont sensiblement différents, ce qui peut s expliquer par la différence de pression entre ces deux lieux Sous courbe HC Échauffement La Figure 25 compare les températures simulées et les températures d essai. La simulation a été conduite en reprenant les mêmes valeurs que pour la simulation ISO pour les paramètres thermophysiques, excepté pour le coefficient de convection qui a été pris égal à 150W/m²/ K (début d incendie). La première simulation ne prend pas en compte la chute des plaques. La deuxième simulation considère que la chute des plaques intervient à 15 minutes (Figure 26). A ce moment le coefficient de convection est réduit à la valeur 50 W/m²/ K, car la différence de température entre la face chauffée et le gaz est plus faible qu au début. 43/202

44 Température ( C) alpha_e1 alpha_e2 alpha_e3 alpha_e4 alpha_e5 Comparaison des résultats d'essai et de la simulation HC plaques non exposées semelle non exposée du montant âme du montant semelle esposée du montant plaques exposées Temps (minutes) Figure 25 : Comparaison de la simulation (points) et des températures mesurées (trais continus), sans prise en compte de la chute des plaques, courbe HC La simulation reproduit bien l allure des courbes pour une durée inférieure à la chute des plaques (15 minutes), mais n est pas sécuritaire parce quelle sous-estime l échauffement. En particulier, lors du palier en début d incendie, la montée en température de la simulation est quasi linéaire, ce qui n est pas le cas de la température mesurée. Ce phénomène, déjà observé pour le feu ISO est accentué ici. 44/202

45 Température ( C) alpha_e1 alpha_e2 alpha_e3 alpha_e4 alpha_e5 Comparaison des résultats d'essai et de la simulation HC Chute des Chute plaques des plaques plaques non exposées semelle non exposée du montant âme du montant semelle esposée du montant plaques exposées Temps (minutes) Figure 26 : Comparaison de la simulation (points) et des températures mesurées (trais continus), avec prise en compte de la chute de la 1ère plaque à 15 minutes, courbe HC La prise en compte de la chute des plaques à 15 minutes donne des résultats très satisfaisants pour ce qui est de la température du montant. Il ne faut pas non plus oublier que l essai est arrêté au bout de 20 minutes alors que la simulation se poursuit Flèche La Figure 27 compare les flèches simulées et celles mesurées lors de l essai. En comparant les flèches issues des simulations avec et sans prise en compte de la pression on voit clairement que la pression dans le four a eu un rôle déterminant dans le comportement singulier de la cloison. Dans la simulation on a considéré une pression uniformément répartie, égale à celle mesurée lors de l essai. La répartition uniforme est probablement abusive. Cependant ces simulations permettent d expliquer le phénomène qui s est produit. 45/202

46 50 40 Comparaison des résultats d'essai et de la simulation HC Chute des plaques Chute des plaques Flèche (mm) G simulation sans p simulation avec p Temps (minutes) Figure 27 : Flèche mesurée et simulée positive vers le feu (avec et sans effet de la pression dans le four) Sous courbe T Échauffement La Figure 28 compare les températures mesurées et les températures simulées. Pour la simulation, le coefficient de convection a été pris égal à 5 avant la chute des plaques (sollicitation lente) et à 50 après. 46/202

47 Température ( C) alpha_e1 alpha_e2 alpha_e3 alpha_e4 alpha_e5 Comparaison des résultats d'essai et de la simulation Chute T+ des plaques plaques non exposées semelle non exposée du montant âme du montant semelle esposée du montant plaques exposées Chute des plaques Temps (minutes) Figure 28 : Comparaison des températures mesurées et des températures simulées, essai n 4, avec prise en compte de la chute des plaques à 30 minutes La différence entre les températures simulées et les températures mesurées semble cumuler les imprécisions observées pour les simulations T500 et HC. En effet, lorsque la sollicitation T+ change de rythme de montée en température, la cloison est déjà chauffée par la sollicitation T500 depuis 20 minutes. La simulation donne alors des températures inférieures à celle de l essai. Le changement de rythme de la sollicitation intervient sur une cloison dont la température simulée à ce moment là est inférieure à la réalité. Avant la chute des plaques, la montée rapide en température se fait avec un retard (cf. courbe HC) qui se cumule à l écart précédant. Par contre, on peut noter que le gradient de température entre les semelles du montant est plus élevé après 30 minutes dans la simulation que lors des mesures. La courbure de la cloison devrait donc s en ressentir Flèches La Figure 29 compare Les flèches mesurées et les flèches calculées, dans le cas de la sollicitions T+ pour les configurations des essais 4 (uniforme) et 5 (sollicitation de la partie supérieure seulement). L essai 6 ne sollicitant qu un quart de la cloison, il serait en principe nécessaire de faire une simulation mécanique 3D avec des éléments de plaques pour être représentatif des conditions d essai (proximité du bord, effet de plaque). 47/202

48 Pour la simulation de l essai 5, on a supposé que la partie inférieure restait froide. Compte-tenu des mesures de température sur les montants, cela est justifié, car les températures n atteignent pas des valeurs qui modifient les propriétés de l acier (elles sont inférieures à 100 C), et seul le montant intervient dans le comportement mécanique du modèle simplifié qui a été adopté. Les simulations Tp4 et Tp5 prennent en compte la pression mesurée G4 Tp4 Tp5 G Comparaison des résultats d'essai et de la simulation T+ Chute des plaques Chute des plaques Flèche (mm) G5 (mi hauteur) C5 (1/4 sup) Tp5 C Temps (minutes) Figure 29 : Comparaison des flèches pour la sollicitation T+ Pour la simulation TP4, la chute de la plaque de première peau est prise en compte à 30 minutes, dans le cas de la simulation Tp5, c est à 35 minutes. Les simulations prennent en compte les pressions mesurées en essai. L effet global des pressions est assez faible sur la valeur de flèche, mais elle n est pas négligeable au début (avant la chute des plaques). La simulation donne des valeurs de flèche qui s éloignent fortement des mesures après la chute des plaques. 5 - CONCLUSIONS SUR LES TRAVAUX RELATIFS AUX CLOISONS EN PLAQUES DE PLÂTRE SUR OSSATURE MÉTALLIQUE Synthèse des principaux résultats de la campagne d essai La campagne d essais réalisée dans le cadre de cette étude constitue en soi un apport important pour l étude du comportement au feu des éléments de compartimentage dans le contexte de l ingénierie de sécurité incendie. En effet, à notre connaissance, les essais ont toujours été jusqu ici réalisés sous montée en température conventionnelle ISO R834 imposée de manière uniforme. Les sollicitations 48/202

49 thermiques appliquées ici, plus proches des sollicitations réelles typiques que l on peut rencontrer, offrent donc des renseignements originaux que nous avons donc décidé de livrer en intégralité en annexe de ce rapport. Les essais ont montré que, sur un plan purement thermique, il apparait pertinent de négliger les transferts thermiques dans le plan de la cloison car ils ont une faible influence sur l échauffement des éléments. En revanche, les aspects mécaniques gagnent à ce que la modélisation décrive la cloison de façon tridimensionnelle car les effets localisés apparaissent tributaires de considérations géométriques éventuellement éloignées (taille des plaques, conditions aux limites ). Lorsqu il y a chute de parties de plaque très sollicitées, les morceaux qui tombent peuvent entrainer d autres parties peu sollicitées thermiquement. Différentes courbes de montée en température on été suivies. On n a pas observé de chute de plaque pour la courbe T500 qui a une température maximale modérée et une montée en température lente. Pour les autres sollicitations, plus rapides et plus intenses, il y eu chutes de plaques. La sollicitation T+, combinaison des sollicitations T500 et T900, a des effets thermiques dans la cloison qui semblent bien correspondre à la combinaison des effets de T500 et T900. On pourrait donc en conclure en première approche que les effets des sollicitations à un instant donné sont largement prépondérants devant les effets de l histoire des sollicitations jusqu à cet instant. Il est cependant difficile de considérer cette conclusion pour acquise et de portée générale car le changement de courbe a eu précisément lieu à la fin du palier de vaporisation, ce qui est un cas un peu particulier Recherche d un critère pour la chute des plaques La diversité des sollicitations thermiques appliquées permet de bien appréhender la variabilité des durées pendant lesquelles les cloisons sont intactes. Il a été constaté que l instant de la chute de la 1 ère plaque de parement côté feu est déterminant vis-à-vis de la tenue au feu de la cloison. Il apparait donc nécessaire de pouvoir disposer d un critère permettant d évaluer cet instant. Compte-tenu du fait que toutes les cloisons testées avaient même dimension, il n est pas possible de prendre en compte la part mécanique du phénomène qui déclenche cette chute de plaque de façon complète. Par contre, la part thermique peut être étudiée en détail. Sur le tableau ci-dessous sont rassemblées des observations et des mesures réalisées lors des essais. face exposée Essai n Type Courbe feu Chute 1ère plaque (min) Flèche (mm) Courbure max 10-5 Température entre les plaques ( C) Température max du montant ( C) Durée de l'essai (min) 49/202

50 1 uniforme ISO 30 22/18 1.6/ / / Max : Max : Max : 2 uniforme T500 17/ / / uniforme HC 15-30/-5 10? 700/ / uniforme T+ 29 5/ / / localisée sup. T+ 35 3/8 2.2* 600/ /80 61 localisée 1/4inf. T / /60 61 localisée 1/4inf. T Tableau 6 : Observations issues des essais - lorsque le format des valeurs est X/Y, X représente la valeur mesurée et Y la valeur simulée. La courbure maximale est calculée à partir des mesures de flèches des essais ou de la simulation au moment de la chute de plaque. Le graphique de la Figure 30 montre l évolution de la courbure mesurée dans les essais en fonction du temps et les ronds représentent le moment de la chute de la 1ère plaque. Comparaison des courbures maximales de la cloison courbure mesurée (10-5) ISO T+ T500 essai7 essai6 essai Temps (min) Figure 30 : Courbures maximales mesurées 50/202

51 Il est difficile de faire un lien entre le moment de la chute des plaques et la courbure et les températures ou les flèches. La définition d un critère de chute des plaques simple semble difficile à valider à partir de ces résultats d essai. De plus amples investigations (en cours au CSTB) sur le comportement du plâtre, des fixations et des montants permettront sans doute de proposer un critère Évaluation du modèle simplifié pour les cloisons Pour les résultats d essai consultés, le modèle thermique de plâtre C-Gypsum du logiciel SAFIR donne de bons résultats quelle que soit la sollicitation. Le fait de conserver les propriétés thermophysiques validées pour la courbe ISO a donné des résultats thermiques satisfaisants. La difficulté principale de l utilisation du modèle est de pouvoir définir le moment de la chute des plaques. A partir de ce moment, déterminé par une procédure extérieure au modèle, on relance le calcul avec une épaisseur de plâtre réduite. Cette procédure donne des résultats assez satisfaisants et surestime légèrement les températures. À la chute de la deuxième plaque de parement, on pourrait répéter la manipulation. Dans les comparaisons effectuées, les résultats d échauffement étaient légèrement sous-estimés avant la chute des plaques et surestimés après. Néanmoins, l allure des courbes d évolution de la température des différentes éléments est respectée et la précision est satisfaisante compte-tenu de relative simplicité de la modélisation (matériau prédéfini, calcul 2D). Le modèle mécanique utilisé à titre de comparaison est rudimentaire, mais prend en compte l évolution des caractéristiques mécaniques des matériaux avec la température. Dans le modèle, seul le montant est pris en compte sous la forme d une poutre en flexion. Ce modèle ne prend donc pas en compte l apport du plâtre et l effet de plaque, mais il donne de façon assez simple des résultats concluants à partir des simulations thermiques. Le modèle est plus indiqué lorsque les effets locaux (effets de bord en particulier) peuvent être négligés. Le fait de négliger la plaque de plâtre peut être sécuritaire en début d incendie (résistance moindre de la cloison) puis non sécuritaire lorsque les déformations deviennent importantes (torsion des montants, voilements locaux des profils minces). Jusqu au moment de la chute des plaques, le modèle utilisé semble bien indiqué, mais il ne sera probablement pas à même de prédire de façon fiable la ruine de la cloison. Il peut en revanche donner des résultats exploitables pour la définition d un critère de chute de la première plaque de parement Perspectives pour les cloisons de grande hauteur Les sollicitations thermiques prises en compte s apparentent à des sollicitations de type feu naturel. Le fait d examiner une localisation sur une partie de la cloison seulement donne des indications sur le comportement d une cloison de grande hauteur sollicitée par les gaz de la couche chaude ou par une source proche de la base de la cloison. Les résultats d essais et le protocole mis en place donne des indications importantes dans l étude de cloison de hauteur supérieure à celle admise par le four (3m). Néanmoins de nombreux autres paramètres, en particulier mécaniques, restent à traiter comme l influence de la charge et des 51/202

52 conditions d appuis. L approche combinée simulations et essais est donc à poursuivre afin de dépasser les limites actuelles des fours et valider des configurations multiples. 6 - ESSAIS RÉALISÉS SUR CLOISONS EN MAÇONNERIES DE TERRE-CUITE Objectif des essais Déjà annoncé en introduction, l objectif des travaux relatifs aux maçonneries de terre-cuite est de proposer une démarche d évaluation des compartimentages de grande hauteur en s appuyant sur des caractérisations mécaniques à chaud établies à l échelle du mur (par opposition à une caractérisation à l échelle du matériau ou de la brique). Dans ce contexte, l objectif de la campagne expérimentale est la détermination des caractéristiques mécaniques nécessaires à la mise en œuvre de la démarche d évaluation qui sera abordée au paragraphe 7 -. Cet objectif est assorti de la contrainte que les essais doivent rester standards afin de voir si les essais au four usuels permettent en l état d extrapoler l évaluation à des hauteurs supérieures à celle du four. La démarche étant dédiée à des panneaux dont la hauteur est sensiblement plus élevée que la largeur, les quantités mécaniques utiles sont celles relatives au comportement plan dans la direction verticale et au comportement hors plan autour de l axe horizontal Programme des essais Les essais ont été effectués sous la montée en température conventionnelle ISO R834 sur des panneaux de maçonnerie de taille 3 3 m² (taille utile du four vertical du CSTB). Ils ont porté sur une maçonnerie brute sans enduit à montage traditionnel (joints au mortier, joints verticaux remplis). Nous avons retenu pour ces essais la brique «Murbric T20» de la société WIENERBERGER correspondant le mieux au portrait robot que nous avions établi d une brique à géométrie courante, à petites alvéoles verticales et permettant d envisager des hauteurs élevées (10 à 20 mètres pour les compartimentages industriels). Le programme a porté sur 3 corps d épreuve identiques pour lesquels seules les conditions aux limites différaient. Nous avons ainsi réalisé un essai non chargé de type «essai sur cloison», un essai chargé de type «essai sur mur» et un essai non chargé aux conditions aux limites permettant la dilatation libre du panneau. Les conditions aux limites variées devaient permettre en principe de déterminer les caractéristiques souhaitées en croisant les informations que chacune livrerait. Les essais ont respecté les schémas de montage suivants : 52/202

53 Maçonnerie de terre-cuite Jeu rempli de laine Cadre métallique Figure 31 : Essai n 1 sur cloison librement dilatable Maçonnerie de terre-cuite Jeu rempli de laine Cadre métallique Figure 32 : Essai n 2 de type «essai standard sur cloison» 6T Poutre chargée Maçonnerie de terre-cuite Jeu rempli de laine Cadre métallique Figure 33 : Essai n 3 sur mur chargé Le chargement du mur à 2T/m correspond environ au poids d une hauteur de panneau de 11m. L essai n 3 conduit donc à une compression du panneau testé identique à ce qu elle serait en partie basse d un panneau de 14 mètres de hauteur. 53/202

54 On remarque sur la Figure 32 que l essai standard sur cloison, essai s adressant donc à des éléments «non chargés», est réalisé sur des corps d épreuve disposés dans des cadres métalliques sans jeu autre que celui présent sur un des deux bords verticaux. Il s ensuit une dilatation verticale empêchée qui peut engendrer des efforts dans le plan de la cloison dont rien ne permet d affirmer qu ils sont d un ordre inférieur à ceux que l on impose aux murs porteurs. Nous verrons plus loin à quelle charge équivalente cette dilatation empêchée conduit dans le cas de la cloison testée. Pour chaque essai, l instrumentation était composée de : 3 lignes de 6 thermocouples dans l épaisseur de la cloison ; mesures de températures standards en face non exposée ; 5 mesures de déplacements hors plan permettant d estimer les courbures horizontales et verticales ; 4 capteurs à fils permettant la mesure de la dilatation verticale moyenne du panneau Analyse des résultats d essais La numérotation des annexes commentées ci-dessous est celle du rapport d essais portant sur les «compartimentages en maçonneries de terre-cuite» associé au présent rapport Observations générales Notre démarche repose sur une caractérisation du compartimentage à l échelle très macroscopique du panneau. Dans ces conditions, les informations nécessaires correspondent à des quantités mécaniques généralisées. On se représente le panneau de maçonnerie sous la forme d une plaque homogène dont les caractéristiques mécaniques à chaud sont identifiées de façon globale pour l épaisseur du panneau. Ainsi, les températures à différentes profondeurs dans la matière n interviendront pas dans notre analyse (elles sont pour autant intégrées au rapport d essais pour permettre d autres types d analyses). Les quantités mécaniques homogénéisées seront ainsi uniquement dépendantes de la durée d exposition. Ces caractéristiques n ont évidemment pas un caractère intrinsèque, elles sont simplement représentatives du comportement de la cloison soumise à la montée en température conventionnelle ISO R834. Nous nous plaçons dans la suite dans la situation où l on cherche à déterminer si une cloison est encore stable après deux heures d exposition au feu normalisé (critère R120). Nous présenterons en conséquence l évaluation des caractéristiques mécaniques homogénéisées après deux heures d exposition au feu. Naturellement, la démarche serait la même à tout autre instant. 54/202

55 Le premier constat est que les corps d épreuve n ont pas présenté de dégradation durant les essais, hormis quelques fissures. Il ne sera donc pas possible d évaluer les résistances en flexion et en compression à chaud, nous pourrons juste affirmer quelles sont supérieures aux efforts subis. Le deuxième constat fait sur les mesures de déplacement hors plan des trois essais (annexes 16, 53 et 85) est que l influence du chargement n est pas visible sur les flèches atteintes et que donc les effets de second ordre sont négligeables pour 3 mètres de hauteur de cloison (ce qui n est pas étonnant soit dit en passant) ou sont masqués par les conditions aux limites différentes selon les essais. Dans le cas contraire, la flèche augmenterait avec le chargement. Il ne sera donc pas possible d estimer la rigidité principale de flexion à chaud Évaluation de la courbure thermique autour de l axe horizontal Nous nous appuyons pour cette évaluation sur la mesure des déplacements hors plan de la cloison librement dilatable (annexe 16). Les mesures ainsi que les observations complémentaires du rapport d essais nous ont amenées à reproduire le comportement de la cloison par éléments finis en imposant les conditions aux limites suivantes : Figure 34 : Conditions aux limites imposées sur la demi-cloison modélisée Ces conditions aux limites sont complétées de conditions de symétrie non représentées intervenant sur le bord droit du maillage de la figure précédente. On remarque à ce propos que les 3 bords libres s opposent aux déplacements hors plan, du fait de la présence de la laine remplissant les jeux, et que le panneau est en appui simple sur les bords libres et partiellement encastré en pied. La modélisation est réalisée en considérant que le panneau a un comportement homogène et isotrope et soumis à un gradient thermique linéaire dans l épaisseur de la cloison. Nous avons fait 55/202

56 évoluer les conditions aux limites et le coefficient de dilatation thermique au fur et à mesure afin de retrouver les déplacements mesurés après 2 heures d exposition au feu. On précise que les hypothèses de modélisation font que le problème est indépendant du module de rigidité du panneau. Figure 35 : Conditions aux limites imposées sur la demi-cloison modélisée Nous obtenons ainsi par calcul les déplacements suivants pour les points A, B, C, D et E de l annexe 16 : d C = 53 mm, d A ou B = 42 mm, dd ou E = 22 mm et dcoin sup érieur = 20 mm. Ces valeurs très proches des valeurs mesurées de l annexe 16 après deux heures d exposition au feu et des observations du rapport concernant le coin supérieur sont obtenues pour une courbure thermique égale à : 1 1 r 0 = 0,137 m. 56/202

57 Évaluation de la dilatation thermique de membrane selon la verticale et de la rigidité principale de compression à chaud Les mesures de déplacements par capteurs à fil permettent de définir l extension verticale des panneaux. Cette mesure étant désaxée vis-à-vis du feuillet moyen des panneaux, deux mesures à des distances différentes sont nécessaires pour remonter à l extension du panneau. Nous avions donc prévu deux lignes de mesures (cotés gauche et droit du panneau pour conforter les valeurs relevées) de chacune deux capteurs à fil. Ce principe a été observé pour l essai sur mur (mesures F et G de l annexe 86 aux deux distances d une même ligne de mesure). En revanche, en raison d un problème d acquisition, seuls les capteurs les plus éloignés du panneau ont fonctionné pour l essai sur cloison librement dilatable (les mesures F et G de l annexe n 17 sont sur deux lignes de mesure et à même distance du panneau). Pour cet essai, nous avons donc complété l information par les rotations obtenues dans le calcul aux éléments finis aux lieux correspondant à l implantation des capteurs à fil. Nous obtenons ainsi, en exploitant les annexes 17 et 86 et le calcul aux éléments finis, après deux 3 heures d exposition une extension verticale moyenne ε = 6.10 pour la cloison librement dilatable 3 et ε = 2,7.10 pour le mur chargé. On remarque que l extension précédente du mur chargé équivaut à une augmentation de la hauteur du mur de 8 mm. Dans le même temps, la mesure de l affaissement du mur (annexe 84) fait état d une augmentation de hauteur de 18 mm environ. Pour garder de la cohérence dans la démarche, nous ne retiendrons que les valeurs obtenues par les capteurs à fil puisque seule cette mesure est réalisée sur l essai de cloison librement dilatable mais ce point méritera d être éclairci à l avenir. Partant des mesures d extension sur deux essais différemment chargés, nous pouvons remonter à la dilatation thermique et à la rigidité principale de compression à chaud. En effet, pour un panneau de hauteur L et de rigidité principale de compression ES soumis à un chargement en tête P, à son poids propre p et à une dilatation thermique ε 0, l extension verticale moyenne est de la forme : ( 1 ) ( t) = ε ( t) pl 1 0 P + 2 ES ε, ( t) expression dans laquelle, la rigidité en compression et la dilatation thermique évoluent en fonction du temps qui correspond ici à la durée d exposition au feu normalisé. 57/202

58 Pour les deux essais (cloison librement dilatable et mur chargé), le point zéro de l acquisition de mesures a été fait après stabilisation du chargement. L extension verticale moyenne mesurée suit donc la loi : ( 2 ) ε ( t) = ε ( t) Avec ( t) ( t) ES k =. ES t =0 0 pl P ESt= 0 k 1 ( t) Nous avons pour un mètre de largeur de panneau les valeurs suivantes : Poids linéique du panneau : p = 1,45 kn / m Charge appliquée dans le cas du mur : P = 20 kn Rigidité principale de compression verticale à froid : ES = t = MN (soit un module moyen apparent de 1850 MPa) En utilisant la formule précédente et les valeurs d extension données un peu plus haut dans ce paragraphe, nous obtenons finalement la dilatation thermique et la rigidité principale en compression dans la direction verticale après deux heures d exposition au feu normalisé : ( 3 ) ε 0 ES ( t = 2h) ( t = 2h) = 6, = 5,9 MN La diminution de la raideur est très forte, très supérieure en tout cas à ce que l on obtient sur tessons. Au-delà des imprécisions de mesures qui perturbent l exploitation, il faut conserver à l esprit qu il s agit ici d une mesure sur cloison qui intègre donc toutes les dégradations structurales. Il n est donc a priori pas anormal d observer une diminution de raideur plus forte que sur tessons, dans quelle proportion? Remarque sur l essai de cloison standard Ayant évalué la dilatation thermique et la rigidité principale en compression (avec toutes les incertitudes dont ces résultats s accompagnent), nous pouvons à présent, pour cette cloison, répondre à la question soulevée précédemment de savoir quelle compression dans la cloison est engendrée par le fait d empêcher les dilatations après deux heures d exposition au feu normalisé dans un essai de cloison standard. La cloison à l origine étant évidemment déformée du fait de son poids propre, nous avons la relation : 58/202

59 ( 4 ) ε ( t) = 0 = ε ( t) 0 k P( t) ( t) ES ES k( t) t= 0 pl t= 0 Nous obtenons ainsi la charge équivalente à la dilatation empêchée. Elle vaut après deux heures d exposition P( t = 2 h) = 35 kn par mètre de largeur de cloison. Cela correspond donc dans notre situation au poids de 19 mètres de hauteur de panneau. On comprend dans ces conditions que l essai sur cloison standard, à dilatation empêchée, puisse dans certains cas se montrer sensiblement plus sévère qu un essai chargé sur mur Bilan de la campagne expérimentale Le bilan de cette campagne est évidemment mitigé. D un côté, nous avons pu caractériser certaines quantités mécaniques à chaud qui serviront plus loin dans la démarche et qui présentent des valeurs différentes de ce que l on peut obtenir à des échelles de description plus petites (échelle du tesson ou de la brique), différences pouvant être à l origine des difficultés mentionnées dans la littérature à reproduire par calcul les comportements observés aux essais. D un autre côté, le constat a été que les essais usuels ne permettent pas à eux seuls de déterminer toutes les caractéristiques nécessaires à la mise en œuvre d une démarche d évaluation des cloisons de grande hauteur. Également, les moyens, pour certains assez indirects, que nous avons dû utiliser pour évaluer les caractéristiques généralisées à chaud assortissent les résultats obtenus d une part d incertitude que l on ne peut ignorer. Un intérêt fort cependant de la campagne est d avoir permis d analyser les essais dans l objectif d une évaluation de panneau de grande hauteur et de mettre en évidence les manques à combler. C est grâce à cela que nous proposerons en fin de cette partie consacrée aux maçonneries un protocole qui nous paraît satisfaisant. 7 - PROPOSITION D UNE APPROCHE SIMPLE D ÉVALUATION PAR CALCUL DE LA STABILITÉ AU FEU DE PANNEAUX EN MAÇONNERIES DE TERRE-CUITE Nous proposons ici une démarche d évaluation de la stabilité des panneaux en faisant l hypothèse d une cinématique simplifiée. Cette démarche est abordée pour sa praticabilité : elle ne nécessite pas de logiciel de calcul numérique et ses principes sont bien connus puisqu elle consiste en une extension de la méthode usuelle de vérification de la stabilité d un poteau isolé (colonne modèle et représentation graphique de Faessel) Équilibre d un panneau On considère que le compartimentage est constitué de panneaux en maçonneries de terre-cuite dont les liaisons hautes et basses sont des articulations. Elles correspondent par exemple à un appui simple en pied sur longrine et une liaison ponctuelle ou linéique en partie haute (pas nécessairement 59/202

60 en tête) laissant libre la dilatation. Les panneaux sont soumis conjointement à leur poids propre, à un chargement thermique uniforme (montée en température conventionnelle ISO R834) et à une pression de vent uniforme également. On néglige dans l approche l effet favorable des liaisons sur les bords verticaux (mise en œuvre des panneaux dans des feuillures de poteaux par exemple) afin de rendre la justification des panneaux indépendante des éléments adjacents. Dans ces conditions, l étude du compartimentage se réduit à celle du comportement en flexion autour de la direction horizontale longitudinale d une largeur courante unitaire de panneau. Le schéma statique vu en coupe est donc le suivant : p Rh2 w L H z u Rv Rh1 Figure 36 : Schéma statique du panneau Sur le schéma précédent, z désigne la cote courante sur le panneau de hauteur H, la liaison haute est à la cote L, u désigne le déplacement transversal du panneau, w et p sont respectivement les charges linéiques liées au vent et au poids propre pour un mètre de largeur de panneau, Rv, Rh1 et Rh2 sont les réactions d appui. L excentricité du poids propre qui peut apparaître lorsque la paroi des briques du côté exposé rompt est négligée dans l approche pour deux raisons : elle concerne rarement l entièreté du panneau et son effet est donc mal appréhendé ; elle constitue un élément favorable à la stabilité du panneau puisqu engendre une courbure de sens opposé à celle provoquée par le gradient thermique, ne pas la prendre en compte va donc dans le sens de la sécurité. L équilibre du système en forces et moments conduit aux équations : 60/202

61 ( 5 ) Rv = ph Rh1 + Rh2 = wh 2 H H LRh 2 w + p ( ) = u z dz z u L On travaille dans la suite avec les variables adimensionnées suivantes : s =, v =, α =, H H H w H β =, κ 0 = la courbure thermique adimensionnée (celle que l on obtiendrait en l absence p r 0 M d efforts extérieurs) et = 2 ph µ le moment réduit. On adopte par ailleurs la notation '( s) et ainsi de suite pour les dérivées successives. On note également V ( s) v( ) On obtient ainsi : s = 0 τ dτ. v = dv( s) ds ( 6 ) R R R v h1 h2 = ph 1 β α + V 2 = ph α β V ( 1) = ph 2 α ( 1) L équilibre d une section située à la cote z courante conduit à l expression du moment sollicitant : 2 z z h1 h2 dz' 2 0 ( 7 ) M ( z) = R u( z) + R z + R ( z L) Γ( z L) w + p ( u( z) u( z' )) v Cette expression devient en variables adimensionnées et en introduisant les expressions des réactions : ( 8 ) [ 0,1] µ ( s) s, 1 β α + V β = 2 1 α α 2 ( 1) V ( 1) 2 ( ) ( ) s s + 2 s α Γ s α β + ( s ) v( s) V ( s) On constate que la condition d appui en pied (v(0)=0) entraîne automatiquement un moment nul en pied. De son côté, la condition de moment nul en tête est automatiquement vérifiée, elle n engendrera aucune contrainte sur les déplacements. 61/202

62 On aura par la suite à définir la hauteur à laquelle le moment est maximal. Cette hauteur est nécessairement inférieure à la cote L de la liaison haute. Le problème consiste donc à définir s 0, α tel que µ ' s =, soit à résoudre : ] [ ( ) 0 β 2 ( 9 ) α( β v '( s) )( 1 s) + V ( 1) = 0 A ce stade, les sollicitations dans les sections sont définies indépendamment de toute hypothèse sur la géométrie déformée du panneau autre que celles associées aux conditions aux limites adoptées. Il convient donc à présent pour résoudre le problème de stabilité du panneau de faire le choix d une cinématique adaptée Hypothèse sur la déformée du panneau Nous faisons à présent une hypothèse géométrique qui consiste à supposer que les effets du second ordre donnent lieu à une loi de déformation pouvant être correctement approchée par une fonction polynomiale. Ce faisant, nous adaptons aux conditions aux limites particulières de notre problème la démarche traditionnelle qui consiste à adopter une loi de déformation sinusoïdale. La loi de déformation adimensionnée v ( s), pour être une candidate satisfaisante, doit vérifier les conditions aux limites du problème et être telle que ses dérivées successives les vérifient également. En outre, sa dérivée seconde, proportionnelle à la courbure du panneau, doit avoir une forme proche de la loi de moment écrite au paragraphe précédent. En effet, en cas de comportement élastique linéaire, moment et courbure mécanique sont proportionnellement liés par la rigidité principale de flexion EI. Dans le cas non linéaire, cette proportion n est qu approchée mais nous savons que le maximum du moment coïncide nécessairement avec le maximum de la courbure. Les conditions aux limites sur le panneau sont les suivantes : ( 10 ) ( 0) = u( L) u 2 d u 2 dz = 0 2 d u 2 dz ( 0) = ( H ) 1 = r Elles deviennent pour la fonction v ( s) : 0 la courbure thermique ( 11 ) v v ( 0) = v( α ) = ''( 0) = v'' ( 1) 0 = κ 0 Nous avons vu plus haut qu aux deux conditions aux limites sur la courbure (2 ddl sur v ) s ajoute la condition que le maximum de celle-ci doit coïncider avec le maximum du moment (1 ddl sur v ). En ajoutant à cela les deux conditions aux limites sur les déplacements (2 ddl sur v), nous obtenons que le polynôme candidat de degré minimal est le polynôme de degré 5 (6 ddl). 62/202

63 Nous écrivons ce polynôme sous la forme suivante : ( 12 ) v( s) = a( s + bs + cs + ds + es + f ) avec a 0 Les conditions aux limites précédentes impliquent : ( 13 ) 10 c = 2b + 3 κ 0 d = 2a κ 0 e = α α + bα 2b + α + 3 2a f = 0 Le polynôme v(s) ne dépend plus que des deux paramètres a et b (en plus de α et κ 0 qui sont connus). Cherchons à présent la hauteur à laquelle la courbure est maximale. Cette hauteur est atteinte pour s 0,1 tel que v''' s =, soit à résoudre : ] [ ( ) 0 ( 14 ) 15s 2 + 6bs ( 3b + 5) = 0 Cette équation admet les deux racines suivantes pour toutes valeurs de b : b 5 b 5 ( 15 ) s ( b) = + + ; s ( b) b b = + 5 b 5 L étude des fonctions s1(b) et s2(b) enseigne qu elles sont toutes deux strictement décroissantes. s2(b) admettant la valeur asymptotique 0,5 à l infini n est pas intéressante car le problème traité fera toujours apparaitre un moment maximum à une cote inférieure à la mi-hauteur du panneau. En 5 revanche s1 est toujours inférieure à 0,5 et s annule pour b =. Ainsi la hauteur pour laquelle la 3 5 courbure est maximale est définie en fonction du seul paramètre b ; par : 3 ( 16 ) s ( b) b = 5 b 5 2 b Imposer la condition que moment et courbure doivent avoir leur maximum à la même cote consiste à injecter les expressions ( 12 ), ( 13 ) et ( 16 ) dans l équation ( 9 ). On exprime de la sorte b en fonction de a et des paramètres α, β, κ 0 : b /202

64 ( 17 ) = ( a) b α, β, κ 0 On constate finalement que l hypothèse faite sur la déformée du panneau permet, par combinaison des expressions ( 8 ), ( 12 ), ( 13 ) et ( 17 ), d établir une relation entre les valeurs maximales de la courbure adimensionnée et du moment réduit sous la forme d un système paramétrique du paramètre a : ( 18 ) v'' max = ħ µ max = Ż α, β, κ0 α, β, κ0 ( a) ( a) Sur la base des fonctionnelles précédentes (non écrites explicitement pour ne pas alourdir inutilement), la construction de la courbe assurant la correspondance entre courbure maximale et moment maximal peut alors être réalisée numériquement de façon simple (avec le tableur Excel par exemple) Application au cas du panneau de maçonnerie testé au laboratoire hauteur maximale de stabilité du panneau Nous appliquons la démarche avec les valeurs suivantes pour un mètre de largeur de panneau : Poids linéique du panneau : p = 1,45kN / m Charge linéique liée au vent : w = 1,3kN / m en enveloppe ou w = 0,5kN / m en distribution intérieure. Elle est affectée, conformément à l Eurocode 2, du coefficient définissant la valeur fréquente de l action de vent Ψ 1 = 0, 2 Courbure thermique du panneau : 1 1 r 0 = 0,137 m Les imperfections géométriques sont prises en compte sous une forme dérivée de celle proposée par l Eurocode 2. L inclinaison représentant les imperfections est transformée en une charge latérale répartie, cohérente avec le fait que la compression est exclusivement due au poids propre (cette charge latérale est ponctuelle dans l Eurocode car elle correspond à une charge comprimant l élément à ces extrémités). Cette charge vient donc s ajouter à la charge de vent. Pour un panneau de façade de hauteur 6 mètres avec appui haut en tête, nous obtenons les résultats suivants : 64/202

65 Moment et courbure externes après deux heures d'exposition pour un panneau de 6 mètres de hauteur 1 cote verticale adimensionnée courbure mécanique moment réduit 0 quantités adimensionnées ramenées dans un même repère Figure 37 : Comparaison des courbes relatives au moment réduit et à la courbure en fonction de la hauteur La parfaite superposition vient valider la démarche dans le cas où l appui haut est en tête du panneau. Les effets du second ordre liés au poids propre sont visibles par le fait que le maximum des quantités mécaniques apparaît à une cote située sous la mi-hauteur du panneau (à 40% de la hauteur environ). Nous montrons maintenant le cas d un panneau de façade de 9 mètres de hauteur pour lequel la liaison haute n est pas en tête mais est située à 6 mètres du sol du fait de la présence d un plenum. 65/202

66 Moment et courbure externes après deux heures d'exposition pour un panneau de 9 mètres de hauteur dont la liaison en partie haute est à 6 mètres du sol courbure mécanique moment réduit cote verticale adimensionnée quantités adimensionnées ramenées dans un même repère Figure 38 : Comparaison des courbes relatives au moment réduit et à la courbure en fonction de la hauteur La superposition, bien que moins bonne, reste tout à fait correcte. Partant de ces courbes, nous pouvons construire la loi moment-courbure externe dans la section la plus sollicitée pour des conditions croisées hauteur du panneau H hauteur de la liaison haute L. 66/202

67 Lois moment-courbure externes après deux heures d'exposition 40 Moment fléchissant (knm/m) H = 3 m et L = 3 m H = 5 m et L = 5 m H = 7 m et L = 7 m H = 7 m et L = 5 m H = 9 m et L = 9 m H = 9 m et L = 6 m Courbure (m-1) Figure 39 : Lois moment-courbure externes dans la section la plus sollicitée pour différentes configurations de panneau de façade On remarque sur la figure précédente la croissance très rapide des pentes en fonction de la hauteur du panneau. Cette rapidité met en évidence mieux que toute autre chose la prudence qu il est nécessaire d observer pour extrapoler les résultats d essais réalisés sur des panneaux de 3 mètres de hauteur. Le cas d un panneau de distribution n est pas montré car conduit à une diminution négligeable des moments vis-à-vis du cas du panneau de façade. Pour qu un état d équilibre existe pour un panneau de hauteur donnée, il faut et il suffit que la loi moment-courbure interne coupe (ou tangente) la loi externe correspondante. Nous ne disposons pas de la loi moment-courbure interne mais nous adoptons une loi pour les besoins de l explication. Nous considérons que le comportement en flexion est élastique fragile (maçonnerie non armée) et que, après deux heures d exposition et pour un effort normal égal à 60% du poids du panneau (le moment maximum est atteint à 40% de la hauteur du panneau environ), les paramètres de la loi sont les suivants pour un mètre de largeur de panneau : Raideur principale en flexion du panneau : 2 EI = 250kNm. Résistance en flexion du panneau : M 3, knm Rd, fi = 2 Nous obtenons alors le schéma d équilibre suivant : 67/202

68 Condition d'équilibre après deux heures d'exposition Moment fléchissant (knm/m) H = 3 m et L = 3 m H = 5 m et L = 5 m H = 7 m et L = 7 m H = 7 m et L = 5 m H = 9 m et L = 9 m H = 9 m et L = 6 m loi interne du panneau Courbure (m-1) Figure 40 : Condition d équilibre des panneaux après deux heures d exposition au feu normalisé On constate que les lois moment-courbure interne et externe ont un point d intersection pour un panneau de 5 mètres de hauteur. Ce point constitue la situation ultime permettant de parvenir à un état d équilibre stable. Au-delà de cette hauteur, la ruine du panneau arrivera par divergence d équilibre. A l équilibre, la courbure de la section la plus sollicitée est de 0,15 m -1 (point d intersection des deux courbes sur la figure précédente). À cet équilibre correspond une flèche d environ 46 cm. C est élevé mais on rappelle que le panneau est étudié sans prendre en considération les effets favorables de liaisons sur les bords verticaux (cette prise en compte nécessiterait une étude au cas par cas). Dans le même temps, les réactions horizontales en pied et en tête ont pour valeurs et R = h 1 0, 27 R h = 1, 15 kn par mètre de largeur de panneau. En cas de ruine de l attache haute, le panneau 2 tomberait donc vers l intérieur (vers le feu). kn 68/202

69 8 - CONCLUSIONS SUR LES TRAVAUX RELATIFS AUX CLOISONS EN MAÇONNERIES DE TERRE-CUITE PROPOSITION D UN PROTOCOLE D ESSAIS POUR LES CLOISONS DE GRANDE HAUTEUR Les paragraphes précédents ont présenté une démarche d évaluation du comportement au feu des cloisons de grande hauteur en maçonnerie reposant exclusivement sur des essais conventionnels, simplement instrumentés de façon plus complète qu à l habitude. La démarche a montré les quantités mécaniques qu il est nécessaire de connaître pour évaluer la tenue au feu d une cloison de hauteur donnée : 1. La courbure thermique 1 r 0 ; 2. La rigidité principale de flexion EI ; 3. La résistance en flexion sous un effort normal correspondant à la moitié du poids du panneau M = (on pourrait en théorie adopter un effort normal égal à 60% du poids du Rd, fi, pour N Poids / 2 panneau du fait de la position du moment maximum mais il est préférable de ne prendre que la moitié du poids par sécurité) ; 4. La résistance en compression N Rd, fi ; 5. la dilatation thermique de membrane selon la verticale ε 0 ; 6. la rigidité principale de compression ES. Les quatre premiers points sont nécessaires à l évaluation de la tenue de la cloison elle-même, les deux derniers servent à caractériser l amplitude des déplacements verticaux que doit permettre en principe l attache haute et les efforts qu elle subirait pour le cas où elle ne pourrait laisser ces déplacements entièrement libres du fait de sa conception. Dans le même temps, la démarche a montré les limites d une caractérisation reposant uniquement sur des essais standards : Difficulté d analyse des essais du fait des conditions aux limites qui engendrent le besoin d une caractérisation indirecte par calcul aux éléments finis avec les incertitudes que cela suppose ; Impossibilité de caractériser la rigidité principale et la résistance en flexion de la cloison. L analyse effectuée et les manques constatés conduisent à proposer le protocole d essais suivant pour atteindre toutes les informations nécessaires à l évaluation de la tenue au feu d une cloison de grande hauteur après une certaine durée d exposition au feu normalisé. Nous présentons sur le schéma suivant le corps d épreuve instrumenté : 69/202

70 N 3m C 1,5m Figure 41 : Corps d épreuve instrumenté et chargé. Les étoiles et flèches rouges représentent 9 points de mesure de déplacement hors plan et les flèches bleues représentent deux mesures d extension verticale. N et C sont 2 modes de chargement linéiques. L instrumentation est fortement inspirée de celle utilisée dans la campagne. Elle est simplement enrichie en mesures hors plan afin de mieux connaître le profil de déformation de la cloison et accéder ainsi à une caractérisation meilleure de la courbure thermique. La cloison est maintenant deux fois plus haute que large afin de réduire au maximum l influence de la courbure autour de l axe vertical sur les caractéristiques mécaniques que nous souhaitons mesurer. Toujours dans l idée d une caractérisation la plus directe possible, les bords verticaux seront libres et les bords horizontaux seront rotulés. Enfin, la détermination des six quantités mécaniques rappelées plus haut reposera sur l historique suivant d application des chargements linéiques N (compression verticale) et C (chargement hors plan conduisant à une flexion 3 points) : 70/202

71 Chargements Poids du panneau pour la hauteur souhaitée N Vérification que N rd,fi > Poids Mesure de ES Mesure de M Rd,fi Poids/2 C Mesure de ε 0 et 1/r 0 Mesure de EI Durée de stabilité souhaitée Durée de stabilité souhaitée et quelques minutes Figure 42 : Historiques de chargement La détermination ci-dessus effectuée, il est alors possible d appliquer la démarche d évaluation de la tenue au feu d une cloison de hauteur donnée présentée au paragraphe 7 -. On remarque sur la figure précédente que deux choix sont faits au préalable de l essai : la durée de stabilité et la hauteur souhaitées. Se lancer dans la démarche en prévoyant un unique essai constitue donc un pari très risqué. En conséquence, la démarche, pour être opérationnelle, suppose que 3 ou 4 essais soient prévus, correspondant à des hypothèses sur la durée de stabilité et sur la hauteur augmentant progressivement. 71/202

72 9 - DOCUMENTS DE RÉFÉRENCE Projet National Ingénierie de Sécurité Incendie A13/G6/T1 Comportement au feu des éléments de compartimentage Campagne d essais sur compartimentages en plaques de plâtre sur ossature métallique Rapport d essais n RS Novembre 2009 Projet National Ingénierie de Sécurité Incendie A13/G6/T1 Comportement au feu des éléments de compartimentage Campagne d essais sur compartimentages en maçonneries de terre-cuite Rapport d essais n RS Novembre 2009 EUROCODE 0 Eurocodes structuraux Bases de calcul des structures Mars 2003 EUROCODE 1 Actions sur les structures Partie 1-2 : Actions générales Actions sur les structures exposées au feu Juillet 2003 EUROCODE 6 Calcul des ouvrages en maçonnerie - Partie 1-1 : Règles communes pour ouvrages en maçonnerie armée et non armée Mars 2006 EUROCODE 6 - Calcul des ouvrages en maçonnerie - Partie 1-2 : Règles générales - Calcul du comportement au feu - Septembre 2006 M.S. SAKJI «Modélisation probabiliste et validation expérimentale du transfert thermique et du comportement thermomécanique avec endommagement d une plaque multicouche carton plâtrecarton soumise au feu» Mémoire de thèse de Doctorat de l Université Paris-Est Juillet 2006 T.D. NGUYEN «Étude du comportement au feu des maçonneries de briques en terre-cuite. Approche expérimentale et modélisation du risque d écaillage.» - Mémoire de thèse de Doctorat de l Université Paris-Est - Juin 2009 J.B. COLLIAT «Modélisation de la dégradation des structures en matériaux à comportement fragile par couplage thermomécanique» - Mémoire de thèse de Doctorat de l ENS Cachan/CNRS/Université Paris 6 Décembre 2003 J.M. FRANSSEN «User s Manual for Safir 2007» Université de Liège J.M. FRANSSEN «Thermal properties of gypsum board walls submitted to the fire -Literature survey» Université de Liège /202

73 PARTIE B : Éléments de compartimentage par panneaux en bardage métallique. 73/202

74 1 - INTRODUCTION Au cours d un incendie, l expérience montre que les déformations de la structure principale des entrepôts en charpente métallique non protégée peuvent être importantes. Si elles ne sont pas bien liaisonnées à cette structure, les parois périphériques telles que les bardages métalliques peuvent se désolidariser et subir ainsi une dégradation importante de leurs performances. Il apparaît donc essentiel de connaître le comportement au feu des systèmes de fixation mis habituellement en œuvre pour le maintien de ces éléments si l'on veut pouvoir s'assurer en situation d'incendie qu ils resteront solidaires de la structure porteuse afin de continuer à contribuer à la réduction du rayonnement thermique et que tout risque de chute vers l extérieur est écarté. Dans ce but, deux essais ont été réalisés sur des tronçons de bardages métalliques exposés au feu. Pour reproduire les conditions de maintien réel de ce type d'éléments, chaque tronçon était liaisonné à un poteau en acier et soumis à un effort de traction, maintenu constant jusqu'à la ruine des systèmes de fixation. Après analyse, les mesures expérimentales ainsi recueillies en termes de températures et de mode de ruine des fixations ont été utilisées pour valider une méthode de simulation numérique, associant analyse thermique et analyse mécanique, pour le comportement au feu des bardages métalliques et de leurs fixations. 2 - ESSAIS AU FEU DE BARDAGES MÉTALLIQUES Dans le cadre de cette action, deux essais de résistance au feu ont été réalisés au laboratoire d'efectis France sur des éléments de bardage métallique et leurs systèmes de fixation [1, 2]. Le premier essai avait pour objectif d étudier le comportement au feu et les modes de ruine des fixations habituellement utilisées pour le maintien des plateaux de bardage sur un profilé métallique. Le second essai avait pour but d étudier le comportement des fixations des tôles extérieures sur les plateaux d'un bardage double-peau. Les résultats de ces essais sont présentés ci-après Essai n 09-F-283 Le premier essai concerne trois plateaux de bardage métallique exposés au feu, fixés à un poteau métallique par l'intermédiaire de vis auto-perceuses et soumis chacun à un effort de traction Description des éléments testés Les éléments testés sont trois plateaux de bardage réf. MURESCO SR de 0,75 mm d'épaisseur et de dimensions x 400 mm (L x h). Les plateaux étaient logés horizontalement dans trois baies libres aménagées dans un châssis métallique placé en façade du four. Les plateaux étaient fixés, chacun, par deux vis auto-perceuses réf. GOLDOVIS 15, Ø 6 x 35 mm à l une des 74/202

75 semelles d'un poteau en IPE 270 non protégé situé dans le four. Le poteau et les plateaux étaient libres de se dilater. Un panneau semi-rigide de laine de verre réf. PANOLENE (Fab. ISOVER SAINT GOBAIN), d épaisseur nominale 100 mm, était placé entre les lèvres de chaque plateau. Les principales caractéristiques de ces éléments sont reportées sur la Figure 43. Au cours de l'essai, 3 charges de traction de différentes intensités étaient appliquées sur les 3 plateaux de bardage (une par plateau) par l intermédiaire de systèmes de plats métalliques fixés sur l'âme des plateaux et de câbles métalliques au bout desquels étaient exercées les charges de traction (voir Figure 44). 75/202

76 Les charges appliquées au cours de l'essai sont reportées dans le tableau ci-dessous. Elles ont été calculées à partir de la résistance caractéristique à l'arrachement des vis assurant le maintien des plateaux de bardage (P k = 500 dan) en considérant un coefficient de sécurité de 3 et des niveaux de chargement de 0,1, 0,3 et 0,5 respectivement. Ces charges étaient maintenues constantes pendant toute la durée de l'essai jusqu'à la rupture des fixations. Plateau de bardage supérieur Plateau de bardage intermédiaire Plateau de bardage inférieur Masse des gueuses 50 kg 145 kg 230 kg Charge de traction mesurée 315 N 940 N 1395 N Tableau 7 : Charges appliquées sur les plateaux de bardage 76/202

77 2xL230x30x3 UPE xL230x30x3 UPE160 UPE 160 UPE 200 L200x100x Plateau supérieur IPE 270 L200x100x10 IPE Plateau intermédiaire L200x100x10 L200x100x10 Plateau Hacierba L200x100x10 5 fixation UPE Plateau inférieur UPE160 UPE 160 boulon UPE 160 IPE 270 UPE 200 fixation L200x100x10 Plateau UPE 200 boulons IPE 270 2xL30x30x3 2xL30x30x3 UPE 200 UPE 200 UPE 160 boulons IPE 270 Plateau UPE 200 UPE 200 L200x100x10 boulons 2150 Plateau supérieur h=400 L200x100x10 Plateau intermédiaire h=400 L200x100x10 Plateau Muresco Plateau inférieure h=400 L200x100x10 Fixations des plateaux sur le poteau (2 fixations par plateaux) 77/202

78 Figure 43 : Vue d'ensemble et fixations des plateaux sur le poteau métallique IPE 270 Plateaux h=200 L200x100x10 Plateau Plats métalliques pour l application de la charge de traction 1500< L< 2000 Poteau T h=400 Isolant Plats métalliques pour l application de la charge de traction Figure 44 : Charges de traction appliquées sur un plateau Une vue des plateaux testés est donnée sur la photo ci-dessous. 78/202

79 Photo 1 : Vue d'ensemble des plateaux testés Mesures effectuées au cours de l essai Les températures des plateaux de bardage, de leurs fixations, du poteau et les températures à l'intérieur du four ont été systématiquement enregistrées au cours de l'essai Mesure des températures dans le four Les températures à l intérieur du four ont été mesurées conformément à la norme NF EN , par 6 pyromètres à plaques, face métallique orientée vers le fond du four Mesure des températures sur les éléments L enregistrement des températures des plateaux de bardage, de la laine de verre, des fixations et du poteau support a été réalisé comme indiqué sur la figure 4. Désignation Températures du poteau en IPE 270 du châssis aluminium en face exposée Températures des plateaux de bardage et de la laine de verre Thermocouples TC 7 à 21 Tc 22 à 51 79/202

80 Températures au niveau des fixations Tc 52 à 57 Tableau 8: Points de mesure des températures IPE 270 L S1 plateau supérieur S1 S2 S2 plateau intermédiaire S3 Sec S4 h3 plateau inférieur S5 S6 S3 h2 h1 L/4 L/4 IPE 270 Plateaux UPN 120 L S1 S2 h=90 h=400 PT5 IPE 270 PT2 PT4, PT6 PT1, PT3 plateau PT1, PT4 PT2, PT5 IPE 270 PT3, PT6 100 S3 L/4 bardage L/ Figure 45 : Position des points de mesures Présentation et analyse des résultats d essai Les principales observations faites lors de l essai sont résumées dans le tableau ci-dessous et illustrées sur la Figure /202

81 Temps [min] Observations 00 Démarrage de l'essai Traces de chauffe (début de brunissement) du voile armé de fibres de verre des panneaux isolant les plateaux de bardage. 15 Traces de chauffe (début de blanchissement correspondant à la destruction de la résine d imprégnation des fibres de verre) du voile armé de fibres de verre des panneaux isolant les plateaux de bardage en rive des traverses intermédiaires UPE 160 du châssis support. 18 Début d affaissement des panneaux de laine de verre dans les plateaux de bardage inférieur et intermédiaire. 30 Dégradation et affaissement des panneaux de laine de verre dégarnissant progressivement les plateaux de bardage. La fixation haute n assure plus la fixation du plateau de bardage inférieur sur le poteau. 42 Affaissement du panneau de laine de verre dans le plateau de bardage supérieur ; fortes déformations du plateau de bardage inférieur. 43 La fixation haute n assure plus la fixation du plateau de bardage intermédiaire sur le poteau (l âme du plateau présente un trou de diamètre de la tête de vis environ). 48 La fixation basse n assure plus la fixation du plateau de bardage intermédiaire sur le poteau. 56 Rougeoiement des plateaux de bardage dégarnis d isolant Pas d évolution particulière à noter jusqu à la fin d essai Tableau 9: Observations au cours de l essai n 09-F-183 Après essai, Il a été observé que : - Toutes les vis de fixation des plateaux étaient toujours en place dans la semelle du poteau en IPE 270 ; - La fixation basse du plateau de bardage inférieur assurait toujours la fixation du plateau. Par contre, il n était plus fixé au niveau de sa fixation haute (âme du plateau présentant un trou de diamètre proche de celui de la vis de fixation) ; - Le plateau de bardage intermédiaire n était plus fixé au poteau ; l âme du plateau présente soit une déchirure (fixation haute) de la tôle, soit un trou de diamètre proche de celui de la tête de la vis de fixation (fixation basse) ; - Le plateau de bardage supérieur demeure fixé au poteau en IPE 270 ; 81/202

82 - Les tôles de bardage présentent (sur leur partie échauffée) un aspect calaminé en face exposée au feu. a) Brunissement des panneaux en laine de verre b) Plateaux après 48 min d essai b) Plateaux après 78 min d essai d) Plateaux après essai Figure 46 : Vues des plateaux de bardage pendant et après essai 82/202

83 Les températures mesurées au cours de l essai sont reportées sur les figures suivantes. L examen de ces figures révèle que : Il y a un fort gradient de température sur la section transversale du poteau, entre la semelle en contact avec les éléments de bardage, plus froide, et l âme et la seconde semelle qui sont directement exposées au feu. Par exemple, la différence de température est en moyenne de 130 C après 15 minutes d essai. Après 30 minutes, cette différence est plus faible, de l'ordre de 80 C. En revanche, les températures sont uniformes sur la hauteur du poteau, indiquant des conditions thermiques uniformes à l intérieur du four. Les températures mesurées pour les trois plateaux de bardage sont également homogènes entre elles, excepté au niveau des panneaux de laine de verre pour lesquels il existe des différences notables de montée en température. Ces disparités peuvent s expliquer par la dégradation progressive de la laine de verre avec l élévation des températures. En particulier, les thermocouples placés initialement à l intérieur de la laine de verre se retrouvent progressivement dégarnis. Ils mesurent alors les températures atteintes dans les espaces libérés par la laine de verre. Ces montées en température, dues à la conduction de chaleur à travers les plateaux et aux échanges radiatifs qui apparaissent au cours de l essai entre les lèvres des plateaux, sont probablement différentes d un plateau à l autre. Il est à noter également que la position des thermocouples peut changée (décollement, chute ) avec la disparition de la laine de verre. La distribution des températures est non uniforme sur la section transversale des éléments de bardage (plateaux & isolant), entre la face directement exposée au feu et la face nonexposée. Les températures mesurées sur la face exposée augmentent rapidement au cours des 30 premières minutes. La montée en température est ensuite beaucoup plus lente et devient approximativement constante après 50 minutes d exposition au feu. Les montées en température enregistrées à l intérieur des plateaux et du côté non exposé au feu sont similaires aux courbes enregistrées du côté exposé, avec toutefois un léger décalage dans le temps et une température maximale plus faible du fait de l inertie thermique de la laine de verre. Les températures atteintes par les parties situées au droit du poteau en IPE 270 sont plus faibles que celles enregistrées au niveau des parties directement exposées. Les températures des fixations des plateaux sont relativement homogènes entre elles, excepté pour la fixation basse du plateau inférieur, pour laquelle la montée en température est plus faible que celles enregistrées pour les autres fixations. Par ailleurs, les mesures effectuées montrent que les températures atteintes par les fixations sont très proches de celles enregistrées sur la semelle du poteau en contact avec les éléments de bardages. Le Tableau 10 indique pour chaque plateau de bardage le temps de ruine des fixations, ainsi que les températures qui ont été enregistrées aux mêmes instants au niveau des fixations et des plateaux. Il est à noter que : Comme attendu, le temps de ruine (et par conséquent la température "critique") des fixations diminue avec l augmentation de leurs niveaux de chargement. La ruine des fixations du plateau inférieur (avec un niveau de chargement de 0,5) a été observée après 30 minutes d essai. La ruine des fixations du plateau intermédiaire (avec un niveau de chargement de 0,3) s est produite après 43 minutes. En revanche, il n y a pas eu de ruine des fixations du plateau supérieur qui était soumis à l effort de traction le plus faible (niveau de chargement de 0,1). 83/202

84 La ruine des fixations s est toujours produite par une ovalisation du trou des fixations ou le déchirement du plateau. Il n y a pas eu de ruine par arrachement des vis, celles-ci demeurant toujours implantées dans le poteau. Plateau de bardage supérieur Plateau de bardage intermédiaire Plateau de bardage Inférieur Temps de rupture des fixations (min) Température au niveau des fixations ( C) Température au niveau des plateaux ( C) * * * * : la ruine des systèmes de fixation ne s est pas produite au cours de l essai Tableau 10 : Temps de ruine des fixations Température ( C) Tc 7 Tc 8 Tc 9 Tc 10 Tc 11 Tc 12 Tc 13 Tc 14 Tc 15 Tc 16 Tc 17 Tc 19 Tc 20 Tc Temps (min) Figure 47 : Températures du poteau en IPE 270 mesurées au cours de l essai 84/202

85 Température ( C) Tc 22 Tc 23 Tc 24 Tc 25 Tc 26 Tc 32 Tc 33 Tc 34 Tc 35 Tc 36 Tc 42 Tc 43 Tc 44 Tc 45 Tc Temps (min) Figure 48 : Températures des plateaux mesurées au niveau des sections S1, S3 et S5 Température ( C) Tc 27 Tc 28 Tc 29 Tc 30 Tc 31 Tc 37 Tc 38 Tc 39 Tc 40 Tc 41 Tc 47 - out Tc 48 Tc 49 Tc 50 - out Tc Temps (min) Figure 49 : Températures des plateaux mesurées au niveau des sections S2, S4 et S6 85/202

86 Température ( C) Tc 52 Tc 53 Tc 54 Tc 55 Tc 56 Tc 57 Semelle poteau Temps (min) Figure 50 : Températures mesurées au niveau des fixations des plateaux Résultats de l Essai n 09-F-288 Le second essai concerne des éléments d'un bardage métallique double-peau fixé à un poteau métallique et constitué de plateaux horizontaux, d'une isolation interne par laine de verre et de tôles de bardage Description des éléments testés Côté exposé, le bardage double-peau est réalisé par 3 plateaux réf. MURESCO SR de 0,75 mm d épaisseur, couturés entre eux par trois vis auto-perceuses à tête hexagonale réf. FC-R2/ZBJ, Ø 4,8 x 17 prises dans les lèvres des plateaux. Les plateaux de bardage étaient logés horizontalement dans la baie libre aménagée dans un châssis métallique placé en façade du four et fixés, chacun, par quatre vis auto-perceuses à tête hexagonale réf. GOLDOVIS 15, Ø 6 x 35 mm à l une des semelles d'un poteau en IPE 270 situé dans le four. Les bords des plateaux étaient libres de se dilater. Un panneau semi-rigide de laine de verre réf. PANOLENE d épaisseur nominale 100 mm était placé entre les lèvres de chaque plateau. 86/202

87 Le parement extérieur et non exposé du bardage était réalisé par quatre tôles de bardage réf. BARDESCO B de 0,63 mm d épaisseur et de dimensions 900 x 360 (Lxh), fixées chacune par deux vis auto-perceuses à pointes foreuses réf. COLORVIS 5T PI, Ø 4,8 x 36 (Fab. ETANCO) dans les retours des plateaux de bardage. Ces tôles de bardage étaient indépendantes l une de l autre. Les principales caractéristiques des éléments testés sont reportées sur la Figure 51. Au cours de l'essai, des charges de traction de différentes intensités étaient appliquées sur les 4 tôles de bardage (une par tôle) par l intermédiaire de systèmes de plats métalliques soudés sur les tôles et de câbles métalliques au bout desquels étaient exercées les charges de traction (voir Figure 52). Les charges appliquées au cours de l'essai sont reportées dans le tableau ci-dessous. Elles ont été calculées à partir de la résistance caractéristique à l'arrachement des vis COLORVIS (P k = 300 dan) en considérant un coefficient de sécurité de 2 et des niveaux de chargement de 0,1, 0,3 et 0,5 respectivement. Ces charges étaient maintenues constantes pendant toute la durée de l'essai jusqu'à la rupture des fixations. Masse des gueuses Charge de traction mesurée Tôle de bardage supérieur gauche 145 kg 940 N Tôle de bardage supérieur droite 50 kg 315 N Tôle de bardage inférieur gauche 230 kg 1395 N Tôle de bardage inférieur droite 150,8 kg 960 N Tableau 11 : Charges appliquées sur les plateaux de bardage 87/202

88 IPE 270 Plateaux L h=400 IPE 270 Fixations des plateaux sur les poteaux (3 fixations par plateaux) Fixations de coutures des plateaux plateau bardage Système de chainage pour éviter la chute brutale des tôles h=400 isolation h=400 h=400 Tôles de bardage indépendantes Fixations du bardage sur les plateaux Figure 51 : Vue d'ensemble et fixations des plateaux et tôles de bardage 88/202

89 T h=400 Plat métallique T 1 h=400 T 2 Plat métallique h=400 Fixations du bardage sur les plateaux Figure 52 : Charges de traction appliquées sur les tôles de bardage Une vue des éléments de bardage testés est donnée sur la photo ci-dessous. 89/202

90 Mesures effectuées au cours de l essai Photo 2 : Vue d'ensemble des plateaux et tôles testés Les températures des éléments de bardage, de leurs fixations, du poteau et les températures à l'intérieur du four ont été systématiquement enregistrées au cours de l'essai Mesure des températures dans le four Les températures à l intérieur du four ont été mesurées conformément à la norme NF EN , par 6 pyromètres à plaques, face métallique orientée vers le fond du four Mesure des températures sur les éléments L enregistrement des températures des plateaux et des tôles de bardage, de la laine de verre, des fixations et du poteau support a été réalisé comme indiqué sur la Figure 53. Désignation Températures du poteau en IPE 270 du châssis aluminium en face exposée Températures des plateaux, des tôles de bardage et de la laine de verre Températures au niveau des fixations des plateaux Thermocouples TC 7 à 16 Tc 22 à 46 Tc 47 à 55 Tableau 12 : Points de mesure des températures 90/202

91 B/4 S2 D E C 2H/3 S1 H/2 B/4 B A S1, S2, S3 H/3 Figure 53 : Position des points de mesure Présentation et Analyse des résultats Les principales observations faites lors de l essai sont résumées dans le tableau ci-dessous. Temps [min] 00 Démarrage de l'essai. Observations Traces de chauffe (début de brunissement) du voile armé de fibres de verre des panneaux isolant les plateaux de bardage. 18 Importantes déformations des plateaux de bardage. 20 Les fixations basse et intermédiaire du plateau de bardage intermédiaire n assurent plus la fixation du plateau au poteau. Les fixations haute et intermédiaire du plateau de bardage inférieur n assurent plus la fixation du plateau au poteau. 21 La gueuse (de 230 kg) par l intermédiaire de laquelle s exerce la charge de traction sur les fixations de la tôle de bardage inférieure (à gauche - vue face non exposée au feu) pose sur le sol (charge initialement disposée à 200 mm au-dessus du sol). 91/202

92 27 La gueuse (de 150,8 kg) par l intermédiaire de laquelle s exerce la charge de traction sur les fixations de la tôle de bardage inférieure (à droite - vue face non exposée au feu) pose sur le sol (charge initialement disposée à 200 mm au-dessus du sol). 31 Les fixations haute, intermédiaire et basse du plateau de bardage supérieur n assurent plus la fixation du plateau. La fixation haute du plateau de bardage intermédiaire n assure plus la fixation du plateau. 32 Dégradation et affaissement des panneaux de laine de verre ; le voile armé de fibres de verre des panneaux isolants présente des traces de chauffe blanchâtres (correspondant à la dégradation de la résine d imprégnation des fibres de verre). 33 Détachement de la tôle de bardage supérieur (à gauche - vue face non exposée). Déchirements visibles des plateaux de bardage supérieur et intermédiaire (rougeoiement du four visible au travers des déchirures) ; consécutivement au détachement de la tôle de bardage, chute de la gueuse de 145 kg au sol. Les autres tôles de bardage demeurent fixées dans les retours des plateaux de bardage. 49 Poursuite des déformations des plateaux de bardage Pas d observation supplémentaire à noter. Seule la gueuse (de 50 kg) par l intermédiaire de laquelle s exerce la charge de traction sur les fixations de la tôle de bardage supérieure (à droite - vue face non exposée au feu) demeure suspendue jusqu à la fin de l essai. Tableau 13 : Observations au cours de l essai n 09-F-188 Après essai, Il a été observé que : - Les trois tôles de bardage encore en place en fin d essai étaient fixées sur les plateaux de bardage (les panneaux de bardage sont déformés au niveau des fixations sous l effet des charges de traction exercées pendant l essai) ; - Toutes les vis de fixation des plateaux étaient en place dans la semelle du poteau en IPE 270 ; - La fixation basse du plateau de bardage inférieur assurait encore le maintien du plateau sur le poteau ; - La fixation haute du plateau de bardage supérieur assurait encore un maintien malgré le déchirement de l âme du plateau à ce niveau du plateau sur le poteau ; - L âme des plateaux de bardage présentait des trous de diamètre proche de celui de la tête des vis de fixation des plateaux ou des déchirures de la tôle au niveau des vis de fixation demeurant implantées dans le poteau. 92/202

93 a) Brunissement des panneaux en laine de verre b) Rupture des fixations du plateau inférieur b) Plateaux après 78 min d essai d) Plateaux après essai Figure 54 : Vues des plateaux de bardage pendant et après essai Les températures mesurées au cours de l essai sont reportées sur les figures suivantes. On peut constater que : Les températures mesurées sur le poteau sont non-uniformes sur la section transversale (entre la semelle en contact avec les éléments de bardage et l âme et la seconde semelle qui sont directement exposées au feu) et sont uniformes sur la hauteur ; Les températures mesurées au niveau des plateaux sont homogènes entre elles, excepté au niveau des panneaux de laine de verre et des tôles de bardage extérieures pour lesquels il existe des différences notables de montée en températures. Comme pour l essai précédent, ces disparités s expliquent principalement par la dégradation et la disparition progressive de la laine de verre avec l élévation des températures qui peut être légèrement différente d un plateau à l autre ; 93/202

94 Une distribution non uniforme des températures sur la section transversales des éléments de bardage (plateaux, isolant et tôles de bardage), entre la face directement exposée au feu et la face non exposée. De manière approximative, les températures mesurées du côté exposé au feu augmentent rapidement au cours des 20 premières minutes. Ensuite, la montée en température est plus lente et devient approximativement constante après 30 minutes d exposition au feu. Les montées en température enregistrées à l intérieur des plateaux et du côté non exposé au feu sont similaires aux courbes enregistrées du côté exposé, avec toutefois un léger décalage dans le temps et une température maximale plus faible du fait de l inertie thermique de la laine de verre ; Les températures mesurées au niveau des fixations des plateaux sont relativement homogènes entre elles, excepté pour la fixation basse du plateau inférieur et la fixation haute du plateau supérieur pour lesquelles la montée en température est plus faible que celles enregistrées pour les autres fixations. Par ailleurs, il est à noter que les températures atteintes par les fixations sont très proches des températures mesurées sur la semelle du poteau en contact avec les éléments de bardage ; Les températures mesurées au niveau des fixations des tôles de bardage sont relativement homogènes entre elles, en notant toutefois une différence de montée en température entre les deux tôles de bardage supérieures et les deux tôles de bardage inférieures. En effet, on peut constater que les températures enregistrées au niveau des fixations des deux tôles inférieures augmentent moins rapidement que celles enregistrées pour les tôles de bardage supérieures. Ceci pourrait s expliquer par les déformations très importantes des deux plateaux inférieurs qui ont été observées après la rupture des fixations de ces plateaux ; Le Tableau 14 et le Tableau 15 regroupent les temps de ruine des systèmes de fixation des tôles de bardage et des plateaux qui ont été observés au cours de l'essai, ainsi que les températures qui ont été enregistrées aux mêmes instants au niveau des fixations. Il est à noter que : Suite à la ruine inattendue des fixations des plateaux (les gueuses assurant le chargement touchant alors le sol), il n a pas été possible d observer l éventuelle ruine des fixations des deux tôles de bardage inférieures au cours de l essai. Aucune ruine ne s est produite au niveau des fixations de la tôle de bardage qui était soumise à l effort de traction le plus faible (niveau de chargement de 0,1). La ruine des fixations de la tôle de bardage supérieure soumise à l effort de traction intermédiaire (niveau de chargement de 0,3) s est produite après 33 minutes d essai ; La ruine des fixations des plateaux de bardage s est toujours produite avant la ruine des fixations des tôles de bardage extérieures ; Comme pour l essai précédent, la ruine des fixations des plateaux s est toujours produite par une ovalisation du trou des fixations et/ou le déchirement du plateau au niveau des vis. Il n y a pas eu de ruine par arrachement des vis, celles-ci demeurant toujours implantées dans le poteau ; Temps de rupture des fixations (min) Température au niveau des fixations ( C) Tôle de bardage supérieure gauche C 94/202

95 Tôle de bardage supérieure droite ** ** Tôle de bardage inférieure gauche * > 560 *** Tôle de bardage inférieure droite * > 560 *** * : la ruine des systèmes de fixation n a pas pu être obtenue au cours de l essai suite à un problème de chargement ** : la ruine des systèmes de fixation ne s est pas produite au cours de l essai *** : température atteinte à la fin de l'essai Tableau 14 : Temps de ruine des fixations des tôles de bardage Plateau de bardage supérieur Plateau de bardage intermédiaire Plateau de bardage inférieur Temps de rupture des fixations (min) Température au niveau des fixations ( C) Tableau 15 : Temps de ruine des fixations des plateaux Température ( C) Tc 7 Tc 8 Tc 9 Tc 10 Tc 11 Tc 12 Tc 13 Tc 14 Tc 15 Tc Temps (min) 95/202

96 Figure 55 : Températures du poteau en IPE 270 mesurées au cours de l essai Température ( C) Tc 17 Tc 18 Tc 19 Tc 20 Tc 21 Tc 22 Tc 23 Tc 24 Tc 25 Tc 26 Tc 27 Tc 28 Tc 29 Tc 30 Tc Temps (min) Figure 56: Températures des plateaux mesurées au niveau de la section S1 Température ( C) Tc 32 Tc 33 Tc 34 Tc 35 Tc 36 Tc 37 Tc 38 Tc 39 Tc 40 Tc 41 Tc 42 Tc 43 Tc 44 Tc 45 Tc Temps (min) 96/202

97 Figure 57 : Températures des plateaux mesurées au niveau de la section S2 Température ( C) Tc 22 Tc 28 Tc 37 Tc 43 Tc 56 Tc 57 Tc 58 Tc Temps (min) Figure 58 : Températures mesurées au niveau des fixations des tôles de bardage sur les plateaux 97/202

98 Température ( C) Tc 47 Tc 48 Tc 49 Tc 50 Tc 51 Tc 52 Tc 53 Tc 54 Tc 55 Semelle poteau Temps (min) Figure 59 : Températures mesurées au niveau des fixations des plateaux sur le poteau 3 - MODÉLISATION NUMÉRIQUE DES ÉLÉMENTS DE BARDAGE MÉTALLIQUE ET DE LEURS FIXATIONS Afin de permettre l analyse du comportement au feu des éléments de compartimentage de type bardage métallique et de leurs fixations, une modélisation numérique basée sur la méthode des éléments finis a été développée à l aide du code de calcul ANSYS [3]. Comme cela est généralement admis dans les modèles de calcul des structures soumises à l incendie, il n y a pas de réel couplage entre les aspects thermiques et mécaniques du problème traité ici. Dans un souci de simplification, l évolution et la distribution des températures au sein des éléments de type bardage métallique sont calculées indépendamment des charges appliquées, des changements de géométrie et des déformations existant dans les éléments. Une fois calculés, les champs de température sont introduits dans la modélisation mécanique pour vérifier la performance au feu des éléments de bardage métallique et de leurs fixations Modélisation thermique Afin de pouvoir estimer l'évolution et la distribution des températures dans les éléments de bardage métallique, une modélisation numérique 3D basée sur la méthode des éléments finis a été développée à l aide du code de calcul ANSYS [3] Principe et hypothèses de la modélisation thermique Les éléments de bardage métallique sont modélisés à l'aide d'éléments finis de type SOLID170 qui permettent de prendre en compte les non linéarités liées à l évolution des propriétés thermophysiques des matériaux, l acier et la laine de verre, avec la température. Les conditions aux limites sont introduites par l'intermédiaire d'éléments finis de type Surf152 qui permettent d'appliquer soit un flux thermique, soit des conditions d'échange de chaleur par convection et/ou 98/202

99 rayonnement à partir de la température des gaz (feu ou milieu ambiant) entourant l élément de structure. Le principe de cette modélisation est illustré sur la figure suivante. bardage double-peau tôle de bardage poteau plateau de bardage Figure 60: Modélisation numérique des éléments de bardage métallique Les hypothèses suivantes ont été adoptées : Les contacts entre les différents éléments constitutifs des bardages métalliques et ceux avec le poteau sont supposés parfaits ; Les systèmes de fixation (vis, ) ne sont pas modélisés ; Comme cela est généralement admis en situation d'incendie, l'effet des déformations mécaniques des bardages dû à l'élévation des températures n est pas pris en compte sur la montée en température des bardages métalliques ; Les échanges de chaleur entre le bardage métallique et son environnement (feu ou milieu ambiant) se font essentiellement par convection et rayonnement au niveau des surfaces exposées ; Les échanges radiatifs dans les espaces séparant les plateaux (et l isolant interne) et les tôles de bardage extérieures (au niveau des creux d onde) sont pris en compte. Par contre, les éventuels échanges convectifs y sont négligés ; 99/202

100 Afin de pouvoir calculer le flux de chaleur transmis à la surface des bardages métalliques, il est nécessaire d introduire dans la modélisation les valeurs du facteur de convection, de l émissivité de l'environnement (feu et milieu ambiant) et de l émissivité des surfaces. En pratique, quelle que soit la nature des matériaux, le coefficient de convection varie en fonction de la nature de l'incendie : de 25 W/m²K (correspondant aux conditions de feu normalisé) à 50 W/m 2 K (correspondant aux conditions de feu hydrocarbure). Une valeur d usage courant pour l émissivité de l'environnement est ε f =1. Cette valeur sera adoptée dans le cadre de cette action. L émissivité des surfaces dépend quant à elle de la nature du matériau. L'émissivité des surfaces en acier est prise égale à 0,7 conformément à l Eurocode 3 partie 1.2 ; Sous l effet des températures, la laine de verre habituellement mise en œuvre dans les bardages métalliques double peau se dégrade progressivement pour disparaître totalement lorsque sa température atteint 500 C environ. Les plateaux de bardage se retrouvent ainsi progressivement sans protection interne. Dans ce cas, les échanges de chaleur à l intérieur des plateaux (espace entre les lèvres des plateaux) ne se font plus essentiellement par conduction à travers la laine de verre mais également par rayonnement entre les différentes parois constituants les plateaux et les éventuelles tôles de bardage extérieures. Toutefois, dans un souci de simplification, on suppose que la laine de verre ne disparaît pas et que l échange thermique se fait uniquement par conduction. La dégradation progressive de la laine de verre et l apparition d échanges radiatifs à l intérieur des plateaux interviennent dans les calculs par une majoration appropriée des propriétés thermiques (conductivité thermique, chaleur spécifique) de la laine de verre ; Les propriétés thermo-physiques de l acier sont celles données dans l Eurocode 3 partie 1.2 [4] Comparaison avec les résultats des essais Afin de s assurer de la possibilité de simuler numériquement l échauffement des éléments de bardages métalliques, les données expérimentales recueillies lors des deux essais réalisés dans le cadre de cette action ont été confrontées aux résultats obtenus en appliquant la modélisation numérique présentée au paragraphe précédent. Les figures suivantes montrent la modélisation qui a été adoptée pour les éléments de bardage testés lors des essais 09-F-283 et 09-F-288. Pour l'essai n 09-F-283, un seul plateau, un tronçon de poteau et une baie du châssis métallique accueillant le plateau (cornières ) ont été modélisés. Pour l'essai n 09-F-288, seuls deux plateaux, la tôle de bardage correspondante et un tronçon de poteau ont été modélisés. 100/202

101 poteau poteau corniére 200x100x10 plateau de bardage isolant corniére 200x100x10 plateau de bardage Figure 61 : Modélisation des éléments testés lors de l essai n 09-F-283 corniére 200x100x10 poteau tôle de bardage plateau de bardage isolant tôle de bardage Figure 62 : Modélisation des éléments testés lors de l essai n 09-F-288 A titre indicatif, la Figure 63 donne la distribution des températures calculées sur la section transversale du châssis vitré après 30 minutes d'exposition au feu. 101/202

102 a) Températures des éléments testés pour l'essai n 09-F-283 b) Températures du plateau de bardage pour l'essai n 09-F-283 a) Températures des éléments testés pour l'essai n 09-F-288 b) Températures du plateau de bardage pour l'essai n 09-F-288 Figure 63 : Températures calculées après 30 minutes d'exposition au feu Les figures suivantes montrent l évolution de toutes les températures mesurées au cours des deux essais. Ces températures sont comparées aux valeurs numériques. On constate aisément que les températures calculées sont globalement très proches des températures enregistrées pendant les 40 premières minutes d'exposition au feu. Ensuite, les températures calculées au niveau des plateaux de bardage augmentent un peu plus rapidement. Cette différence entre calculs et essais pourrait s'expliquer principalement par les déformations vers l'extérieur du four des plateaux de bardage consécutives à la ruine de leurs fixations, qui ne sont pas prises en compte dans le modèle. Ces déformations ont pour effet de ralentir l'échauffement des bardages. 102/202

103 Température ( C) Température ( C) Tc 7 Tc 8 Tc 9 Tc 10 Tc 11 Tc 12 Tc 13 Tc 14 Tc 15 Tc 16 Tc 17 Tc 18 - out Tc 19 Tc 20 Tc 21 ANSYS Temps (min) Tc 7 Tc 8 Tc 9 Tc 10 Tc 11 Tc 12 Tc 13 Tc 14 Tc 15 Tc 16 ANSYS Temps (min) a) Essai n 09-F-283 b) Essai n 09-F-288 Figure 64 : Températures dans le poteau métallique 103/202

104 Température ( C) 1000 Température ( C) Tc 27 Tc 30 Tc 31 Tc 37 Tc 40 Tc 41 Tc 47 - out Tc 50 - out Tc 51 ANSYS Temps (min) Tc 17 Tc 20 Tc 23 Tc 26 Tc 29 Tc 32 Tc 35 Tc 38 Tc 41 Tc 44 Tc 21 Tc 22 Tc 27 Tc 28 Tc 36 Tc 37 Tc 42 Tc 43 ANSYS Temps (min) a) Essai n 09-F-283 b) Essai n 09-F-288 Figure 65 : Températures dans les plateaux 104/202

105 Température ( C) 1000 Température ( C) Tc 52 Tc 53 Tc Tc 55 Tc Tc 57 ANSYS Temps (min) 400 Tc 47 Tc Tc 49 Tc Tc 51 Tc 52 Tc 53 Tc Tc 55 ANSYS Temps (min) a) Essai n 09-F-283 b) Essai n 09-F-288 Figure 66 : Températures au niveau des fixations des plateaux sur le poteau Température ( C) Tc 47 Tc 48 Tc 49 Tc 50 Tc 51 Tc 52 Tc 53 Tc 54 Tc 55 Semelle poteau ANSYS Temps (min) Figure 67 : Températures au niveau des fixations des tôles de bardage sur les plateaux 105/202

106 3.2 - Modélisation Mécanique Afin de permettre l'analyse du comportement mécanique des bardages métalliques et de leurs fixations, une modélisation numérique 3D a également été développée à l aide du code de calcul ANSYS. Suites aux observations faites lors des deux essais réalisés dans le cadre de cette action, qui ont montré que le risque de détachement des plateaux de bardage sous l effet des températures se manifestait avant celui des tôles extérieures, la modélisation mise au point permet d étudier la performance au feu des systèmes de fixation (vis) mis en œuvre pour le maintien des plateaux de bardage sur les poteaux métalliques Principe et hypothèses de la modélisation mécanique Les éléments de bardage métallique et leurs fixations sont modélisés à l'aide d'éléments finis de type SOLID185. Des éléments cibles (TARGE170) et contacts (CONTA173) sont utilisés pour modéliser les interactions entre les différents éléments plateau/poteau et vis/plateau. Le principe de cette modélisation numérique est illustré sur la figure suivante. 106/202

107 poteau Plateau de bardage Eléments cible et contact Semelle Poteau Vis vis Plateau de bardage a) Eléments modélisés (poteau & plateau de bardage & vis) b) Modélisation des contacts Figure 68: Modélisation numérique des éléments de bardage métallique Les hypothèses suivantes ont été adoptées : Seules la tête des vis et la partie traversant la semelle du poteau sont modélisées. L'interaction ente les vis et la semelle du poteau est supposée parfaite; Les nervures des plateaux ne sont pas modélisées ; La distribution des températures est uniforme dans les différents éléments (vis, plateau et semelle du poteau) ; La charge de traction exercée sur le plateau de bardage est appliquée sous forme d une charge surfacique (par l intermédiaire d éléments SURF154) uniformément répartie. La charge appliquée est maintenue constante pendant les simulations numériques ; Les caractéristiques mécaniques nominales de l acier du poteau, de l acier des vis et de l acier des plateaux sont reportées dans le tableau ci-dessous. Les propriétés mécaniques aux températures élevées de l acier du poteau (facteur de réduction pour la résistance caractéristique, modèle mathématique pour les lois contrainte-déformation et la dilatation thermique) ont été adoptées conformes aux relations données dans la partie feu de l Eurocode (EN ). On peut rappeler que les courbes définies par l Eurocode 3 prennent en compte d une manière implicite les effets du fluage sur les déformations. Les propriétés thermomécaniques adoptées pour l acier des plateaux sont celles reportées sur la Figure 69. En l'absence de données précises, les propriétés thermomécaniques adoptées pour les vis sont celles des boulons. Elles sont illustrées sur la Figure /202

108 Limite d élasticité (N/mm²) Module d élasticité (N/mm²) Coefficient Poisson Poteau ,3 Vis ,3 Plateau ,3 Tableau 16 : Propriétés à température ambiante des aciers du poteau, des plateaux et des vis σ Contrainte Température de l acier Facteurs de réduction pour les sections à parois minces formées à froid f y, θ θa ke,θ= Ea,θ / Ea K y,θ = f y,θ / f y 20 ºC 1, ºC 1, f p, θ 200 ºC 0, ºC 0, ºC 0, ºC 0, ºC 0, ºC 0, α ε p, θ E a, θ = tan α ε y, θ ε t, θ ε u, θ Déformation ε 800 ºC 0, ºC 0, ºC 0, ºC 0, ºC 0, Figure 69: Propriétés mécaniques aux températures élevées de l acier des plateaux f y,θ f p,θ f t,θ ε p,θ Contrainte α tan α = E b ε y,θ ε 10,θ ε t,θ ε u,θ Déformation Température de l acier θa Facteurs de réduction pour les sections à parois minces formées à froid ke,θ= Ea,θ / Ea K y,θ = f y,θ / f y 20 ºC 1,000 1, ºC 1,000 0, ºC 0,900 0, ºC 0,800 0, ºC 0,700 0, ºC 0,600 0, ºC 0,310 0, ºC 0,130 0, ºC 0,090 0, ºC 0,0675 0, ºC 0,045 0, ºC 0,0225 0, ºC 0,000 0,000 Figure 70: Propriétés mécaniques aux températures élevées adoptées pour les vis ( 108/202

109 Comparaison avec les observations expérimentales Afin de s assurer de la possibilité de simuler numériquement le comportement mécanique des éléments de bardages métalliques et le mode de ruine des fixations assurant le maintien des plateaux, les données expérimentales recueillies lors de l essai n 09-F-283 ont été confrontées aux résultats obtenus en appliquant le principe de la modélisation numérique présentée précédemment. Dans un souci d alléger le modèle et de réduire les temps de calcul (qui ont toutefois été de 36 heures environ pour un ordinateur de type Intel Core 2 2,4 GHz 4.00 Go), seul le tronçon de plateau situé au voisinage des fixations et la semelle du poteau support ont été modélisés. Les parties non modélisées ont été remplacées par des conditions aux limites appropriées (voir Figure 71). Par ailleurs, les températures mesurées au cours de l'essai, au niveau des plateaux, du poteau et des vis, ont directement été utilisées dans les calculs. Poteau Partie modélisée Plateau de bardage Vis Semelle poteau Plateau de bardage Semelle poteau Vis Vis Plateau de bardage a) Eléments testés b) Modélisation numérique Déplacements semelle bloqués Charge surfacique Condition de symétrie (Ux bloqué) c) Conditions de chargement et aux limites Figure 71: Modélisation numérique des éléments testés lors de l'essai n 09-F /202

110 Les résultats des simulations numériques obtenus pour le plateau de bardage inférieur et le plateau de bardage intermédiaire sont résumés dans le tableau ci-dessous. Ces résultats sont comparés aux observations expérimentales. On constate que les temps de ruine obtenus numériquement pour les fixations sont proches des temps observés expérimentalement. Il est à noter que le plateau de bardage supérieur n'a pas fait l'objet de simulation numérique, la ruine des fixations n'ayant pas eu lieu au cours de l'essai. Plateau inférieur (F=1395 N) Plateau intermédiaire (F=940N) Résultats d'essai Résultats numériques Temps de ruine des fixations (min) Température du plateau ( C) Mode de ruine Ovalisation trou fixation Ovalisation trou fixation Temps de ruine des fixations (min) Température du plateau ( C) 31,8 39, Mode de ruine Ovalisation trou fixation Ovalisation trou fixation Tableau 17 : Comparaison entre les résultats numérique et les observations expérimentales La déformée obtenue dans l analyse numérique pour le plateau de bardage inférieur est donnée sur la Figure 72. Le mode de ruine des fixations de ce plateau est illustré sur la Figure 73. Il est comparé au mode de ruine expérimentale. On constate que le mode de ruine prévu par le modèle est semblable au mode de ruine observé expérimentalement, la ruine survenant dans le calcul et l'essai par une ovalisation du trou des fixations dans le plateau. 110/202

111 Figure 72 : Déformée du plateau de bardage inférieur après 31 minutes d exposition au feu a) Observations expérimentales 111/202

112 b) Résultats numériques Figure 73: Mode de ruine des fixations du plateau inférieur Figure 74: Etat de déformation plastique (critère de Von Mises) du plateau de bardage inférieur et des vis après 31 minutes d exposition au feu 112/202

113 4 - CONCLUSIONS Les résultats de deux essais réalisés sur des éléments de bardage métalliques exposés au feu et soumis à des efforts de traction ont été présentés. Ces essais ont permis notamment d étudier le mode de ruine des systèmes de fixation habituellement utilisés pour le maintien de ce type d'élément sur les charpentes métalliques. Ainsi, il a pu être observé, pour les plateaux, que la ruine des fixations survient par une ovalisation du trou dans les plateaux, sans arrachement des vis qui restent implantées dans les poteaux. Ces essais ont également montré que la ruine des fixations des plateaux se manifeste avant la ruine des fixations utilisées pour liaisonner les tôles extérieures. Parallèlement, une méthode de simulation numérique du comportement au feu (analyse thermique et analyse mécanique) d'un bardage métallique fixé sur une ossature métallique a été développée. Les comparaisons entre les résultats des simulations numériques et les mesures expérimentales recueillies dans le cadre de cette action ont montré l aptitude du modèle à simuler correctement l'échauffement de ce type d élément. La modélisation développée donne également des résultats très satisfaisants dans la prévision du temps et du mode de ruine des fixations assurant le maintien des plateaux de bardage sur l'ossature porteuse. Ce type de modélisation peut donc être appliquée, en combinaison avec des outils numériques de développement du feu, à des cas réels d éléments de bardage pour estimer le comportement de ces éléments en situation de feu réel tout en prenant en compte l interaction avec les éléments de structure avoisinants. 5 - RÉFÉRENCES [1] Efectis France, Essai au feu de plateaux de bardage et leurs fixations, rapport d'essai n 09-F- 283", 2009 ; [2] Efectis France, Essai au feu d'éléments de bardage double-peau et leurs fixations, rapport d'essai n 09-F-288", 2009 ; [3] ANSYS Inc ANSYS User s Manual for Revision Volume IV Theory, Houston U.S.A., [4] EN Eurocode 3 "Calcul des structures en acier" Partie 1-2: Règles générales Calcul du comportement au feu, CEN, Avril /202

114 PARTIE C : Éléments de compartimentage par panneaux préfabriqués en béton armé. 114/202

115 1 - INTRODUCTION L ingénierie de la sécurité incendie a introduit la notion du comportement global d un ouvrage sous incendie en prenant en compte les différents niveaux d interactions entre compartiments non soumis au feu et ceux soumis à l incendie, entre structure porteuse et éléments de compartimentage, Dans le cadre de cette tâche, le comportement des murs coupe-feu en béton a été spécifiquement étudié. La notion de stabilité ou d auto-stabilité pour les murs coupe-feu est à associer au système constructif utilisé. Le plus souvent, la stabilité d un système coupe-feu est assurée par une structure porteuse sur laquelle le mur vient s appuyer. En France, la plupart des murs sont construits selon un système de poteaux en béton armé ou précontraint encastré dans des fondations ; des panneaux en béton sont associés aux poteaux et constituent le voile coupe-feu. Aujourd hui, le système constructif le plus répandu est celui à pose horizontale. Vis-à-vis du contexte de l étude, les aspects identifiés comme pouvant jouer un rôle particulier vis à vis de la tenue au feu des murs coupe-feu sont : L interaction de la structure froide porteuse sur la partie d ouvrage chauffée en fonction des conditions aux limites ; Le fonctionnement de l engravure vis-à-vis des panneaux : o Déplacements pouvant engendrer un désengagement du panneau de l engravure ; o Efforts non compatibles avec la résistance de l assemblage, que ce soit au niveau du poteau ou du bord du panneau. Le comportement de l ensemble au feu naturel. Afin d évaluer les niveaux d interactions, une simulation numérique a été menée sur l ouvrage spécifiquement étudié (de type entrepôt). Cette première phase a permis de définir le contour de l expérimentation menée dans le four PROMETHEE du CERIB (Centres d Etudes et de Recherches pour l Industrie du Béton). L objectif de l essai est de reproduire le comportement d une partie du bâtiment (la mise en courbure de deux poteaux dans lesquels sont logés les panneaux constitutifs du mur coupe-feu) et d observer les effets d interactions - plaques - poteaux - engravures et d évaluer leur risque de ruine. Un scénario de type feu ISO a été retenu de sorte à focaliser l analyse sur l aspect mécanique. Suite aux observations réalisées pendant l essai, le modèle numérique a été complété de sorte à représenter les conditions limites réelles mises en œuvre expérimentalement. Cette tâche a été réalisée par le CERIB en collaboration avec Shahrokh Ghavamian et Luc Davenne (NECS). 115/202

116 2 - PRÉSENTATION DE LA STRUCTURE ÉTUDIÉE Description générale de la structure Le bâtiment est de type ossature composée d éléments en béton préfabriqués. Le contreventement est assuré par les poteaux en béton armé encastrés en pied. En tête, les poteaux sont reliés entre eux par des poutres en I préfabriquées. Les portiques intérieurs sont orientés suivant la direction Est- Ouest. Les voiles de façade sont composés de plaques de béton, placées dans les engravures des poteaux, sur leur partie basse. Le bâtiment est composé de cellules orientées Est-Ouest (120m EO x 48m NS) (cf. Figure 76). Chaque cellule comporte 3 portiques intérieurs (cf. Figure 75). Chaque cellule est séparée de ses voisines au Nord et au Sud par des murs coupe feu (plaques de béton placées dans les engravures de poteaux, sur toute la hauteur du bâtiment). La Figure 77 présente une vue selon Y d un portique intérieur. X F Y Files A à F A O N S E 1 Cellule Files 1 à Figure 75 : plan général de la structure. Orientation des éléments 116/202

117 Y 120 m X 12 m Portique file 12 4 x 12 = 48 m Figure 76 : dimensions du bâtiment Figure 77 : vue selon Y d un portique intérieur d une cellule 117/202

118 2.2 - Description des éléments de la structure Les différentes sections des éléments de structure composant le bâtiment à étudier sont présentées ci-après (Figure 78). Sont distingués : Les poteaux ; Les panneaux logés dans les poteaux ; Les poutres précontraintes ; Les poutres isostatiques. Quelques éléments de liaison en pieds de poteaux et entre les poteaux ainsi que les poutres sont également présentés. La nomenclature utilisée pour les poutres et les pannes est donnée sur la Figure 79. Articulation poteaux-poutre Poutre précontrainte Poutres isostatiques PO 5050 PO 5050 PO 6060 PO 5050 PO 5050 PO 6060 F Coupe file 12 A Encastrement du pied des poteaux Poteaux intermédiaires (PO 5050 et 6060) Panneaux logés dans les engravures des poteaux de rive (PO 5050) Figure 78 : description des éléments d un portique courant (cas de la file 12) Dans une seconde partie, le comportement du portique de la file 12 soumis à un feu ISO, sera évalué notamment en termes de déplacements, pour ensuite étudier l influence de la présence de panneaux coupe-feu qui pourraient être engravés entre des poteaux de ce portique. L interaction entre ces différents éléments fera donc l objet de l étude numérique présentée ci-après. 118/202

119 B A Figure 79 : nomenclature des poutres et des pannes (files 11 et 12) 3 - ETUDE NUMÉRIQUE : SIMULATION DE LA STRUCTURE EN VUE DE LA DÉFINITION D UN ESSAI DE LABORATOIRE Méthodologie adoptée En cas d incendie dans une partie de la structure, le réchauffement des éléments tend à fléchir les pièces de la structure. Dans le cas de ce bâtiment, les poteaux tendent à fléchir vers l extérieur sous les effets simultanés d échauffement de la peau intrados des poteaux qui génère une flexion vers l extérieur, et des poutres dont l échauffement provoque leur rallongement. En tête, les poutres tendent soit à limiter les déplacements, soit à les amplifier, selon leur exposition au feu et l amplitude de flexion. De la même manière, les panneaux en béton armé tendent à fléchir mais pas nécessairement avec la même courbure que leurs liaisons avec les poteaux. L essai prévu au CERIB vise donc à examiner l interaction entre les poteaux et les panneaux en béton armé et à évaluer le risque de rupture avec perte de stabilité des panneaux. Dans le but de réaliser une étude simplifiée, le comportement de la structure a été limité dans un premier temps à celui des portiques indépendants les uns des autres. Dans un second temps, on a étudié un quart de cellule, comportant plusieurs portiques intérieurs et un portique de rive, pour quantifier les effets tridimensionnels et l interaction entre les portiques intérieurs et le portique de rive. 119/202

120 L ensemble des résultats numériques doit nous aider à la définition d un essai de laboratoire. Les modèles étudiés numériquement, sous le Code Aster aux éléments finis, sont donc les suivants: Poutre principale isostatique : cas d une poutre intérieure (par exemple la file 12, entre les files A et B) ; Poteau de rive isolé : cas d un poteau de façade encastré en pied et maintenu en tête ; Portique principal intérieur : tout le portique de la file 12 ; Quart de cellule ; Montage expérimental. Dans tous les cas, les poutres sont considérées horizontales, en négligeant les variations de hauteur entre les têtes de poteaux (cf. Figure 80). Z Y Simplification : poutre horizontale Figure 80 : modèle mécanique du portique intérieur Concernant l analyse thermique, les hypothèses suivantes sont retenues : La répartition de la température dans le béton est déterminée par une simulation aux éléments finis. L analyse thermique est transitoire non linéaire avec une prise en compte de la variation des paramètres en fonction du temps ; L évolution de l humidité dans le béton (mécanisme de transport) est négligée ; Les armatures et torons de précontrainte n interviennent pas dans l analyse thermique ; Le chargement thermique est considéré sous forme de flux de chaleur par convection et rayonnement appliqué aux faces exposées au feu ; Le feu est représenté par une courbe température/temps normalisée ([EN , 2003]). 120/202

121 Concernant l analyse mécanique, les hypothèses suivantes sont retenues : Les valeurs de température issues de l analyse thermique sont considérées comme des données à l analyse mécanique ; Les valeurs de température servent à la fois à évaluer les déformations d origine thermique et les variations des paramètres des modèles de comportement mécaniques ; Les comportements mécaniques des matériaux sont définis par des lois non linéaires recommandées par l Eurocode 2 ; Les non-linéarités géométriques sont prises en compte (grands déplacements) ; Les interactions entre le portique et les panneaux sont négligées ; Les déformations différées ne sont pas prises en compte (retrait, fluage, ) ; Hypothèses et modèles de calcul des simulations numériques Caractéristiques physiques et mécaniques des matériaux Les propriétés des matériaux béton et aciers (passifs et de précontrainte) sont présentés ci-dessous en termes de : Caractéristiques mécaniques ; Lois de comportement ; Caractéristiques physiques ; Caractéristiques thermiques : dilatation, conductivité et chaleur spécifique. Ces caractéristiques sont spécifiées dans la norme [EN , 2005]. Les comportements des matériaux sont non linéaires Béton Les valeurs caractéristiques du béton utilisées dans les simulations sont présentées dans le tableau ci-dessous. Tableau 18 : caractéristiques mécaniques et physique du béton Paramètres Symbole Valeurs Unités Valeur caractéristique de la résistance à la compression f ck 50 MPa 121/202

122 Valeur caractéristique de la résistance à la traction (EC2 partie 1-2, (1) (la résistance en traction du béton est négligée par sécurité) f ck,t 0 MPa Module d Young instantané à 28 jours E c MPa Coefficient de Poisson υ 0,2 - Masse volumique (béton seul) ρ 2300 kg/m 3 Les propriétés de résistance et de déformation du béton sous contrainte uniaxiale à températures élevées sont obtenues à partir de la relation contrainte-déformation illustrée à la Figure 81. Cette relation est définie par deux paramètres : La résistance à la compression f c,θ ; La déformation εc 1,θ correspondant à f c,θ. Figure 81 : relation contrainte-déformation du béton sous contrainte uni axiale à températures élevées Le Tableau 19 présente pour les granulats siliceux (granulats des éléments en béton) les valeurs de ces derniers paramètres en fonction de la température du béton. Tableau 19 : paramètres de la loi de comportement du béton en granulats siliceux en fonction de la température T f c,θ /f c,k εc 1,θ εcu 1,θ C ,0025 0, ,004 0, /202

123 200 0,95 0,0055 0, ,85 0,007 0, ,75 0,01 0, ,6 0,015 0, ,45 0,025 0, ,3 0,025 0, ,15 0,025 0, ,08 0,025 0, ,04 0,025 0, ,01 0,025 0, La variation de la dilation thermique du béton en fonction de la température est illustrée sur la Figure 82 (courbe 1). La chaleur spécifique du béton étudié est présentée sur la Figure 83. Nous prendrons une teneur en eau de 1,5 %. L évolution de la conductivité dans le béton est présentée sur la Figure 84. On prend une émissivité de 0,7 en faces exposée et non exposée au feu ([EN , 2005], paragraphe 2.2 (2)). Le coefficient d échange thermique par convection en face exposée est égal à 25 W/m²/ C et en face non exposée de 4 W/m²/ C ([EN , 2003], paragraphe (2)). Figure 82 : courbe de dilation thermique du béton (granulats siliceux : courbe 1) 123/202

124 Figure 83 : courbe de la chaleur spécifique en fonction de la température dans le béton pour différentes teneurs en eau Figure 84 : évolution de la conductivité thermique dans le béton en fonction de la température Acier de béton armé Les valeurs caractéristiques de l acier de béton armé utilisées dans les simulations sont présentées dans le tableau ci-dessous. Tableau 20 : caractéristiques mécaniques et physique des aciers passifs Paramètres Symbole Valeurs Unités Limite caractéristique d'élasticité de l'acier de béton armé f yk 500 MPa Module d Young E s MPa Coefficient de Poisson υ 0 - Masse volumique ρ 7850 kg/m 3 124/202

125 Les propriétés de résistance et de déformation de l acier passif à températures élevées sont obtenues à partir de la relation contrainte-déformation illustrée à la Figure 85. Cette relation est définie par trois paramètres : La contrainte maximale f sy,θ ; La limite de proportionnalité f sp,θ ; La pente de la zone élastique E s,θ. Les valeurs de chacun de ces paramètres sont données dans le Tableau 21. La chaleur volumique est prise égale à 500 J/kg/ C. L évolution du coefficient de dilation thermique est présentée sur la Figure 86. Figure 85 : relation contrainte-déformation de l acier de béton armé Tableau 21 : valeurs des paramètres de la relation contrainte-déformation pour des aciers passifs de classe N 125/202

126 Figure 86 : évolution du coefficient de dilation thermique en fonction de la température (Courbe 1 : BA et courbe 2 : BP) Acier de précontrainte Les propriétés de résistance et de déformation de l acier de précontrainte à températures élevées peuvent être obtenues par le même modèle mathématique que celui de l acier de béton armé. Les valeurs des paramètres pour les aciers de précontrainte formés à froids (torons et fils) et trempés et revenus (barres) à températures élevées sont données par : f py,θ /(β f pk ) ; f pp,θ /(β f pk ) ; E p,θ /E p ; ε pt,θ ; ε pu,θ. Les valeurs caractéristiques de l acier de précontrainte utilisées dans les simulations sont présentées dans le tableau ci-dessous. Tableau 22 : caractéristiques mécaniques et physique des aciers de précontrainte Paramètres Symbole Valeurs Unités Résistance caractéristique en traction de l'acier de précontrainte f pk MPa Module d Young E p MPa Coefficient de Poisson υ 0 - Masse volumique ρ 7850 kg/m 3 Les valeurs de chacun de ces paramètres sont données dans le Tableau /202

127 Tableau 23 : valeurs des paramètres de la relation contrainte-déformation pour des aciers de précontrainte (classe A) L évolution du coefficient de dilatation thermique est donnée sur la Figure 86. La chaleur spécifique de l acier de précontrainte est de 500 J/kg/ C Sollicitations et modèle de chargement Les sollicitations créées dans la structure sont calculées pour la combinaison de charges suivante : S = G + P + 0, 2S + F 0 Où G 0 sont les charges mécaniques dues aux poids propres des éléments, P la précontrainte, S les actions dues à la neige et F les actions dues au feu. Ces différentes actions sont décrites ci-après Mécaniques Nous avons seulement considéré les charges permanentes G dont G 0 (poids propre des éléments de structure) et les charges dues à la précontrainte P (précontrainte dans les poutres IE 105) (cf. Tableau 24). 127/202

128 Tableau 24 : détails des charges apportées par la structure Eléments considérés G 0, éléments Poteaux des files A, C, D et F 8,15 t / 11,49 m = 710 kg/ml Poteaux file B et E 7,29 t / 11,48 m = 634 kg/ml Poutre principale (IE 105) 15,56 t / 24 m = 648 kg/ml Panneaux de façade, éléments horizontaux L16 8,52 t / 1,84m = 4,63 t/ml Panne de façade (PT 5550) 3920 kg Panne intermédiaire (PP 5230 et PT 6030) 1790 kg Couverture : Charge de couverture ; 25 kg/m² ; Charges suspendues 10 kg/m². Précontrainte dans les poutres IE torons de 1 cm² Tension initiale dans les torons de 1425 MPa Le poids propre des éléments est obtenu en multipliant l accélération de la pesanteur par la masse des éléments finis. La charge linéique additionnelle sur les poutres est de 8,67 kn/ml (le détail du calcul est donné dans le Tableau 25). Pour chaque poteau de rive, on complète cette charge par un effort ponctuel vertical de 21,3 kn (différence de masse entre une panne de façade et une panne intermédiaire : 3,92 t 1, 79 t). Tableau 25 : charges linéiques additionnelles sur les poutres Charges additionnelles Valeurs 19 pannes PP pannes PT *1.79 t + 2*3.92 t = 34,01 t Couverture 12 m x 120 m x (25+10) kg/m² = 50,4 t Neige 12 m x 120 m x 68 kg/m² x 0,2 = 19,6 t Climatiques Pour les charges climatiques, nous avons considéré les charges apportées par la neige (68 kg/m²) Thermiques La cellule en rouge sur la Figure 75 est soumise à un feu ISO de 2h. La sollicitation thermique est définie dans la norme [EN , 2003]. Il s agit d une expression de la température des gaz en contact de la section. L évolution de la température des gaz est donnée par la relation suivante (courbe température-temps normalisée) : θ g = log(8t + 1) Où θ g est la température des gaz dans le compartiment en C et t le temps en min. 128/202

129 La Figure 87 présente les différentes sections de la structure de la cellule soumise à un incendie avec les faces exposées et non exposées au feu. Sur les faces non exposées au feu, la température est de 20 C. Poutre principale portique intérieur Poteau intermédiaire portique intérieur Poteau de rive Zone d incendie Surface exposée à l incendie Surface exposée à la température de l air ambiant Poutre panne de rive Poteau coin de cellule Poteau intermédiaire mur coupe feu intérieur Figure 87 : scénario d incendie et conditions aux limites thermiques Conditions aux limites Tous les déplacements en dehors du plan du portique sont empêchés (Ux = 0). On considère un encastrement parfait en pieds des poteaux. En tête de poteaux, tous les éléments sont articulés Maillage aux éléments finis Le bâtiment est modélisé grâce à une discrétisation aux éléments finis des éléments de structure à partir de la plate-forme du Code Aster. Ce code a d ailleurs été complété par un certain nombre de développements, spécifiquement réalisés pour cette étude, afin de permettre les opérations suivantes : Prise en compte de la température par les éléments poutres multifibres ; Prise en compte des grands déplacements par les éléments multifibres ; Projection de champs de températures entre une modélisation à base d éléments volumiques et une modélisation à base d éléments poutres multifibres. 129/202

130 Le modèle est tridimensionnel. La structure est modélisée par des éléments poutres multifibres (PMF). Les masses ponctuelles sont représentées par des éléments discrets. La discrétisation spatiale de la géométrie en éléments finis est choisie de manière à fournir le ratio qualité/coût optimum à la fois pour les analyses thermiques et mécaniques Simulations des éléments de la structure : résultats Poutre principale isostatique Avant de présenter les résultats du portique principal, on présente dans ce paragraphe l étude réalisée sur une poutre isostatique (Figure 88). Cette poutre possède les mêmes caractéristiques que la poutre principale présentée plus haut. Les chargements mécaniques et thermiques sont les mêmes que ceux appliqués sur le modèle portique principal : poids propre, charges additionnelles, précontrainte et sollicitations thermiques. La principale différence par rapport à la situation d une poutre du portique principal est l absence d interaction avec les éléments adjacents modifiant l effort normal dans l élément. Figure 88 : modèle de la poutre isostatique Deux types de calculs ont été effectués, l un en petites perturbations (petits déplacements), l autre en grands déplacement (actualisation de la géométrie déformée). La flèche verticale est peu affectée par la prise en compte des grands déplacements (cf. Graphique 1). Elle est légèrement plus faible pour les grands déplacements car la composante verticale de l effort normal incliné «retient» un peu la poutre. 130/202

131 0,2 0-0, ,4 Flèche (m) -0,6-0,8-1 -1,2 Petits déplacements Grands déplacements -1,4 Temps (min) Graphique 1 : évolution de la flèche verticale Uz de la poutre isostatique (positive vers le haut) en fonction du temps En revanche, le déplacement horizontal de l appui est très différent selon les hypothèses de petits ou de grands déplacements (Graphique 2). Pour les grands déplacements, il y a une inversion de tendance à partir de 60 minutes : la poutre qui s allonge au début à cause de la dilatation, finit par «revenir» à cause de la traction engendrée par la forte inclinaison due à la flexion. Pour les petits déplacements, il n y a pas ce second effet et la poutre continue à s allonger par dilatation. 0,2 0,15 Déplacement (m) 0,1 Petits déplacements Grands déplacements 0, ,05-0,1-0,15 Temps (min) Graphique 2 : évolution du déplacement horizontal Uy de l appui gauche (positif vers la droite) en fonction du temps de la poutre isostatique 131/202

132 Poteau de rive maintenu en tête L autre structure élémentaire également étudiée est le comportement d un des poteaux de rive (Figure 89). Ce poteau possède les mêmes caractéristiques que les poteaux des files A et F. Les chargements mécaniques et thermiques sont les mêmes que ceux appliqués sur le modèle portique principal. La principale différence par rapport à la situation du poteau dans le portique principal est le déplacement horizontal empêché en tête. Pot A Poteau de rive Effort tranchant en tête Int Ext Surface exposée à l incendie Surface exposée à la température de l air ambiant Figure 89 : modèle du poteau de rive bloqué en tête Le principal résultat présenté sur le Graphique 3 est l effort tranchant en tête du poteau (positif vers la gauche). La face intérieure du poteau (à gauche sur la Figure 89) subissant l incendie se dilate plus rapidement que le reste de la section du poteau. Ce dernier a tendance à se courber vers l extérieur (vers la droite). L appui en tête l empêche de se déplacer, provoquant ainsi une réaction positive vers la gauche. Cette réaction augmente avec la température jusqu au moment où les fibres les plus chauffées (comprimées par dilatation empêchée) se dégradent (la résistance en compression diminue à cause de la température). 132/202

133 Réaction (kn) Petits Dépl. Grands Dépl Temps (min) Graphique 3 : évolution de la réaction d effort tranchant sur le poteau de rive en fonction du temps du poteau de rive maintenu en tête La prise en compte des grands déplacements ne modifie pas significativement la réponse par rapport au cas des petites perturbations Portique principal Rappel des hypothèses de calcul pour le portique principal Le portique principal inclut : 2 poteaux de rive (16,3 t) et 4 poteaux intermédiaires (43,2 t) ; 5 poutres (77,8 t) ; 19 pannes intermédiaires (34 t) et 2 pannes de façade (7,8 t). Les charges additionnelles sont apportées par les panneaux de façade (55,6 t), par la couverture (50,4 t) et par la neige (19,6 t). Avant de présenter les résultats, nous avons vérifié que le poids du modèle étudié était conforme à la réalité. Numériquement, on obtient une charge totale de 248 t et par le calcul, une charge de 249 t. Le modèle est donc validé. 133/202

134 Champs de températures dans le portique principal La Figure 90 illustre la répartition des températures dans les sections courantes des éléments du portique : poutre AB, poteau A et poteau de coin B. Figure 90 : champs de températures dans les sections courants du portique principal Déformée du portique principal La déformée à différents instants est présentée dans le Tableau 26. Nous avons bloqué le déplacement horizontal du point milieu de la poutre centrale. La déformée reste symétrique. Jusqu à 100 minutes environ, les poteaux de rive ont un déplacement de leur tête vers l extérieur du bâtiment, puis à la fin ils sont «tirés» vers l intérieur par les poutres qui ont une déformation excessive. La flèche verticale de la poutre AB (cf. section présentée sur la Figure 90, Graphique 4) est semblable à celle observée sur la poutre isostatique (Graphique 1). Elle est ici légèrement décalée vers le haut car il s agit du déplacement vertical total, incluant la dilatation des poteaux sur lesquels repose la poutre. 134/202

135 Tableau 26 : déformées à différents instants du portique principal (déplacement x 30). mise en précontraint e précontraint e + poids propre + charges d exploitatio n feu 30 minutes feu 60 minutes feu 80 minutes feu 100 minutes feu 120 minutes 135/202

136 Graphique 4 : flèche verticale Uz au centre de la poutre AB Le déplacement horizontal de la tête du poteau de rive (Graphique 5) est d abord vers l extérieur à cause de la dilatation de la poutre et de la flexion du poteau chauffé sur sa face intérieure. Aux alentours de 80 minutes, la tendance s inverse : les fibres intérieures comprimées du poteau perdent leur résistance à cause de la chaleur, diminuant ainsi le moment. Puis, la poutre prend une flèche importante à partir de 100 minutes, entraînant par traction le poteau vers l intérieur. Graphique 5 : déplacement horizontal Uy en tête du poteau file A (positif vers la droite) 136/202

137 Effort tranchant en tête du poteau de rive La courbe bleue sur le Graphique 6 présente la réaction d effort tranchant en tête de poteau de rive (poteau A) et du poteau B, positive vers la gauche (qui équivaut à la réaction en pied de poteau, positive vers la droite). Comme sur le Graphique 3, le poteau fléchit vers l extérieur et ici tire sur la poutre. Graphique 6 : évolution de la réaction d effort tranchant (positive vers le haut) en fonction du temps Contraintes dans les sections Le Tableau 27, le Tableau 28 et le Tableau 29 donnent respectivement, pour différents instants, les contraintes en pied de poteau de rive A, en pied de poteau B et au milieu de la poutre AB. Avant l incendie, les contraintes dans les sections des poteaux sont uniformes en compression. Dès le début de l incendie, les parois exposées au feu se dilatent et mettent toute la partie centrale du poteau en traction. Comme la résistance en traction du béton est nulle dans cette simulation, les fibres ont une contrainte nulle dans cette zone. Seules les parois extérieures et les aciers proches de l incendie sont en 137/202

138 compression. Pour le poteau de rive, les aciers côté froid sont en traction et atteignent la limite de plasticité (500 MPa). Dès 60 minutes d incendie, les contraintes dans le béton comprimé diminuent car la résistance du béton est dégradée par la chaleur. Tableau 27 : contraintes normales en fonction du temps dans le poteau A (en mauve dans les fibres de béton et en bleu dans les aciers) précontrainte + poids propre + charges d exploitation feu 20 minutes feu 60 minutes 138/202

139 feu 120 minutes Tableau 28 : contraintes normales en fonction du temps dans le poteau B (en mauve dans les fibres de béton et en bleu dans les aciers) précontrainte + poids propre + charges d exploitation feu 20 minutes feu 60 minutes 139/202

140 feu 120 minutes Tableau 29 : contraintes au milieu de la poutre AB précontrainte + poids propre + charges d exploitation feu 30 minutes 140/202

141 feu 60 minutes feu 120 minutes Contraintes dans le béton [MPa] Contraintes Acier [MPa] Les échelles de valeurs sont indiquées en bas de la figure. Les aciers sont représentés par une tache allongée volontairement amplifiée pour la visualisation Quart de cellule sans prise en compte des panneaux Description de la structure modélisée Afin d évaluer les effets 3D et notamment l interaction entre les portiques intérieurs et le portique de façade, le maillage d un quart de cellule a été réalisé, en profitant des symétries (Figure 91 et Figure 92). Plusieurs géométries de sections nouvelles sont à prendre en compte : 141/202

142 Les poutres de rive, en forme de T ; Le poteau de façade au coin de la cellule ; Un poteau, maintenant les panneaux coupe feu entre deux cellules : un seul a été modélisé car, étant isolés, tous les autres (disposés tous les 12 m) auront le même comportement. En effet, ces poteaux ne supportent que des panneaux coupe-feu et des pannes, non modélisés puisqu ils n ont qu une fonction de descente de charge et non de transmission des efforts horizontaux. Dans le plan de symétrie, les conditions aux limites en déplacement sont les suivantes : Déplacement hors plan de symétrie bloqué ; Rotations dans le plan de symétrie bloquées. Zone modélisée Figure 91 : quart de cellule modélisée 142/202

143 Figure 92 : configuration de la structure modélisée (panneaux non modélisés) Pour tenir compte de la rigidité des portiques de façade des cellules voisines, un ressort selon X est disposé en tête de poteau de coin de cellule. Sa raideur a été estimée à partir du nombre de poteaux de façade. La raideur d un poteau encastré à sa base et chargé en tête est de 3EI/L 3 où E est le module du béton (qui reste froid dans les cellules voisines), I le moment quadratique du poteau et L sa hauteur. La raideur du ressort disposé en tête est de 3nEI/L 3 où n est le nombre de poteaux pris en compte (n=8) Champs de températures dans les éléments Les résultats ci-dessous (cf. Figure 93) indiquent la répartition et l évolution de la température dans les nouvelles sections courantes des éléments (les éléments des portiques intérieurs ont les mêmes températures que précédemment). Poutre panne de rive Poteau coin de cellule Poteau intermédiaire mur coupe feu intérieur Haut Int Ext Ext Int Bas Ext Figure 93 : champs de températures dans les sections courantes des éléments (modélisation d un quart de cellule) 143/202