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12.09.2018

Plaques avec raidisseurs longitudinaux selon EN 1993-1-5, section 4.5

Dans SHAPE-THIN, le calcul des plaques avec raidisseurs longitudinaux peut être effectué selon la section 4.5 de l'EN 1993-1-5. Pour les plaques avec raidisseurs longitudinaux, les aires efficaces résultant du voilement local des différents panneaux secondaires entre les raidisseurs et les aires efficaces du voilement global du panneau raidi doivent être prises en compte.

L'aire de section efficace de chaque panneau secondaire est d'abord déterminée à l'aide d'un coefficient de réduction selon la section 4.4 de l'EN 1993-1-5 [1] afin de tenir compte du voilement local. Dans la deuxième étape, la résistance au voilement de l'ensemble de la plaque est déterminée en considérant un comportement au voilement similaire à celui des barres. Les largeurs efficaces des différents panneaux secondaires sont réduites à nouveau à l'aide du coefficient réducteur pour le voilement d'ensemble de la plaque raidie. La section efficace obtenue est ainsi traitée comme appartenant à la classe de section 3.

Exemple

L'exemple suivant est tiré du Stahlbau-Kalender 2015 [2]. La poutre se compose d'une section en I dont l'âme est raidie par des raidisseurs transversaux et un raidisseur longitudinal. Les raidisseurs transversaux sont disposés à une distance de 3 000 mm les uns des autres et le raidisseur longitudinal est soudé à une distance de 500 mm de la semelle inférieure. Les soudures ne sont pas prises en compte. Un effort normal en compression de N_Ed = 4 000 kN agit.

section

Matériau :
S355 J0
f_y = 35,5 kN/cm² (pour t ≤ 3 mm et t ≤ 16 mm)
f_y = 34,5 kN/cm² (pour t >16 mm et t ≤ 40 mm)
E = 21 000 kN/cm²
G = 8 076,92 kN/cm²
γ_M0 = 1,0

a = 3 000 mm
b₁ = 500 mm
b₂ = 2 500 mm
b_f = 800 mm
b_st = 250 mm
_tw = 15 mm
t_f = 40 mm
t_st = 25 mm
h = 3 080 mm

Section transversale brute et répartition des contraintes

Les contraintes sont calculées comme suit :

σ_{1} = σ_{sl} = σ_{2} = \frac{N_{Ed}}{A} = \frac{4.000}{1.152, 5} = 3, 47 kN / cm ²

Formule 1

La section transversale brute et la répartition des contraintes sont indiquées sur la Figure 02.

répartition des contraintes

Classification des sections

Lors de la classification d'une section, une évaluation est effectuée pour déterminer si une analyse du voilement des panneaux secondaires est nécessaire. Si un panneau secondaire est une section de classe 3 au moins, le voilement local ne s'applique pas.

Semelle

\begin{array}{l} c_{f} = \frac{b_{f} - t_{w}}{2} = \frac{800 - 15}{2} = 392, 5 mm \\ \frac{c_{f}}{t_{f}} = \frac{392, 5}{40} = 9, 8 \end{array}

Formule 2

Le rapport λ_i de c/t maximal est déterminé selon le Tableau 5.2 de l'EN 1993-1-1 [3].

\begin{array}{l} ε = \sqrt{235 / f_{y}} = \sqrt{235 / 345} = 0, 825 \\ λ_{1} = 9 \cdot ε = 9 \cdot 0, 825 = 7, 4 < \frac{c_{f}}{t_{f}} = 9, 8 \\ λ_{2} = 10 \cdot ε = 10 \cdot 0, 825 = 8, 2 < \frac{c_{f}}{t_{f}} = 9, 8 \\ λ_{3} = 14 \cdot ε = 14 \cdot 0, 825 = 11, 6 > \frac{c_{f}}{t_{f}} = 9, 8 \end{array}

Formule 3

La semelle doit être assignée à une section de classe 3. Ainsi, le voilement local ne s'exerce pas et il n'est pas nécessaire de réduire les panneaux secondaires de la semelle.

Âme

\begin{array}{l} c_{1} = b_{1} - \frac{t_{st}}{2} = 500 - \frac{25}{2} = 487, 5 mm \\ \frac{c_{1}}{t_{w}} = \frac{487, 5}{15} = 32, 5 \end{array}

Formule 4

Le rapport_λi de c/t maximal est déterminé selon le Tableau 5.2 de [3].

\begin{array}{l} ε = \sqrt{235 / f_{y}} = \sqrt{235 / 355} = 0, 814 \\ λ_{1} = 33 \cdot ε = 33 \cdot 0, 814 = 26, 8 < \frac{c_{1}}{t_{w}} = 32, 5 \\ λ_{2} = 38 \cdot ε = 38 \cdot 0, 814 = 30, 9 < \frac{c_{1}}{t_{w}} = 32.5 \\ λ_{3} = 42 \cdot ε = 42 \cdot 0, 814 = 34, 2 > \frac{c_{1}}{t_{w}} = 32, 5 \end{array}

Formule 5

La plaque 1 doit être assignée à une section de classe 3. Ainsi, le voilement local ne s'exerce pas et il n'est pas nécessaire de réduire les panneaux secondaires de la semelle.

\begin{array}{l} c_{2} = b_{2} - \frac{t_{st}}{2} = 2500 - \frac{25}{2} = 2487, 5 mm \\ \frac{c_{2}}{t_{w}} = \frac{2487, 5}{15} = 165, 8 \end{array}

Formule 6

Le rapport_λi de c/t maximal est déterminé selon le Tableau 5.2 de [3].

\begin{array}{l} ε = \sqrt{235 / f_{y}} = \sqrt{235 / 355} = 0, 814 \\ λ_{1} = 33 \cdot ε = 33 \cdot 0, 814 = 26, 8 < \frac{c_{2}}{t_{w}} = 165, 8 \\ λ_{2} = 38 \cdot ε = 38 \cdot 0, 814 = 30, 9 < \frac{c_{2}}{t_{w}} = 165, 8 \\ λ_{3} = 42 \cdot ε = 42 \cdot 0, 814 = 34, 2 < \frac{c_{2}}{t_{w}} = 165, 8 \end{array}

Formule 7

La plaque 2 doit être assignée à une section de classe 4. Le voilement local est donc déterminant pour cette plaque et une réduction de cette plaque est nécessaire.

Raidisseur

\begin{array}{l} b_{st} = 250 mm \\ \frac{b_{st}}{t_{st}} = \frac{250}{25} = 10 \end{array}

Formule 8

Le rapport_λi de c/t maximal est déterminé selon le Tableau 5.2 de [3].

\begin{array}{l} ε = \sqrt{235 / f_{y}} = \sqrt{235 / 345} = 0, 825 \\ λ_{1} = 9 \cdot ε = 9 \cdot 0, 825 = 7, 4 < \frac{b_{st}}{t_{st}} = 10 \\ λ_{2} = 10 \cdot ε = 10 \cdot 0, 825 = 8, 2 < \frac{b_{st}}{t_{st}} = 10 \\ λ_{3} = 14 \cdot ε = 14 \cdot 0.825 = 11, 6 > \frac{b_{st}}{t_{st}} = 10 \end{array}

Formule 9

L'âme doit être assignée à une section de classe 3. Ainsi, le voilement local ne s'exerce pas et il n'est pas nécessaire de réduire cette plaque.

Largeurs efficaces

La plaque 1 est assignée à une section de classe 3, le voilement local ne s'applique donc pas. Les valeurs efficaces de la section correspondent à celle de la section transversale brute. Selon le Tableau 4.1 de [1] , les largeurs efficaces suivantes en résultent :

\begin{array}{l} b_{1, eff} = c_{1} = 487, 5 mm \\ b_{1, edge, eff} = b_{1, edge} = 0, 5 \cdot c_{1} = 0, 5 \cdot 487, 5 = 243, 8 mm \\ b_{1, \inf, eff} = b_{1, \inf} = 0, 5 \cdot c_{1} = 0, 5 \cdot 487, 5 = 243, 8 mm \end{array}

Formule 10

La plaque 2 est assignée à une section de classe 4, le voilement local ne s'applique donc pas. Les largeurs efficaces de la plaque 2 doivent être déterminées selon [1] , section 4.4.

La répartition des contraintes au niveau de la plaque 2 est uniforme. Il en résulte un rapport de contraintes ψ = 1 et, selon le Tableau 4.1, une valeur de voilement de k_σ = 4,0. Pour l'élancement λ_p2, le résultat est, selon la Section 4.4 (2) [1] :

${\bar{λ}}_{p 2} = \frac{\frac{c_{2}}{t_{w}}}{28, 4 \cdot ε \cdot \sqrt{k_{σ}}} = \frac{165, 8}{28, 4 \cdot 0, 814 \cdot \sqrt{4}} = 3, 588$ Formule 12	$> 0, 5 \sqrt{0.085 - 0, 055 \cdot ψ}$ Formule 13
	$> 0, 5 \sqrt{0.085 - 0.055 \cdot 1} = 0, 673$ Formule 14

Le facteur ρ de réduction locale est déterminé selon l'Équation (4.2) de [1] :

ρ_{2} = \frac{{\bar{λ}}_{p 2} - 0.055 \cdot (3 ψ)}{{\bar{λ}}_{p 2}^{2}} = \frac{3, 588 - 0, 055 \cdot (3 1)}{3, 588^{2}} = 0, 262 < 1

Formule 15

Les largeurs efficaces de la plaque 2 sont calculées selon le Tableau 4.1 de [1] , en prenant en compte le voilement local :

\begin{array}{l} b_{2, eff} = ρ_{2} \cdot c_{2} = 0, 262 \cdot 2.487, 5 = 650, 7 mm \\ b_{2, edge, eff} = 0, 5 \cdot b_{2, eff} = 0, 5 \cdot 650, 7 = 325, 4 mm \\ b_{2, \sup, eff} = 0, 5 \cdot b_{2, eff} = 0, 5 \cdot 650, 7 = 325, 4 mm \end{array}

Formule 16

Avec les largeurs de la section transversale brute, on obtient :

\begin{array}{l} b_{2, edge} = 0, 5 \cdot c_{2} = 0, 5 \cdot 2.487, 5 = 1.243, 8 mm \\ b_{2, \sup} = 0, 5 \cdot c_{2} = 0, 5 \cdot 2.487, 5 = 1.243, 8 mm \end{array}

Formule 17

Comportement des plaques

La contrainte critique de flambement du raidisseur σcr,sl est calculée selon l'Annexe A.2.2 de [1]. Il faut tout d'abord calculer la longueur efficace de la plaque a_c :

a_{c} = 4, 33 \cdot \sqrt[4]{\frac{I_{sl, 1} \cdot b_{1}^{2} \cdot b_{2}^{2}}{t^{3} \cdot b}} = 4, 33 \cdot \sqrt[4]{\frac{11900 \cdot 50^{2} \cdot 250^{2}}{1, 5^{3} \cdot (50 250)}} = 896, 4 cm > a = 300 cm

Formule 18

La contrainte critique de flambement du raidisseur σ_cr,sl se traduit par a < a_c :

\begin{array}{l} σ_{cr, sl} = \frac{π^{2} \cdot E \cdot I_{sl, 1}}{A_{sl, 1} \cdot a^{2}} + \frac{E \cdot t^{3} \cdot b \cdot a^{2}}{4 \cdot π^{2} \cdot (1 - ν^{2}) \cdot A_{sl, 1} \cdot b_{1}^{2} \cdot b_{2}^{2}} für a < a_{c} \\ σ_{cr, sl} = \frac{π^{2} \cdot 21.000 \cdot 11.900}{289, 4 \cdot 300^{2}} + \frac{21.000 \cdot 1, 5^{3} \cdot (50 250) \cdot 300^{2}}{4 \cdot π^{2} \cdot (1 - 0, 3^{2}) \cdot 289, 4 \cdot 50^{2} \cdot 250^{2}} = 95, 9 kN / {cm}^{2} \end{array}

Formule 19

I_sl,1 et A_sl,1 représentent ici l’inertie de la section brute et l'aire de la section brute de la barre comprimée équivalente selon [1] ; A.2.1(2) pour le flambement perpendiculaire au plan de la plaque ainsi que b₁ et b₂ sont les distances entre les raidisseurs et les bords longitudinaux (b₁ + b₂ = b).

La répartition des contraintes est uniforme. Par conséquent, la contrainte critique de voilement σ_cr,p correspond à la contrainte critique de flambement σ_cr,sl.

σ_{cr, p} = σ_{cr, sl} = 95, 9 kN / {cm}^{2}

Formule 20

Barre équivalente comprimée de la section transversale brute

L'aire de la section transversale brute A_c de la plaque avec raidisseurs longitudinaux est calculée comme suit, en négligeant les plaques de bord supportées par un composant de plaque adjacent et l'aire de la section efficace A_{c, eff, loc, p} de l'aire décrites ci-dessus :

A_{c} = (b_{1, \inf} + b_{2, \sup} + t_{st}) \cdot t_{w} + b_{st} \cdot t_{st} = (24, 38 + 124, 38 + 2, 5) \cdot 1, 5 + 25 \cdot 2, 5 = 289, 4 {cm}^{2}

Formule 21

La rigidité appartient à la classe de section 3, l'aire de section efficace de la rigidité correspond donc à l'aire de section brute de la rigidité.

A_{c, eff, loc, p} = (b_{1, \inf, eff} + b_{2, \sup, eff} + t_{st}) \cdot t_{w} + b_{st, eff} \cdot t_{st} = (24, 38 + 32, 54 + 2, 5) \cdot 1, 5 + 25 \cdot 2, 5 = 151, 6 {cm}^{2}

Formule 22

Les valeurs de la section sont indiquées sur la Figure 04.

Section transversale brute et efficace due au voilement local

Le facteur de réduction β_a,c,p est calculé comme suit selon la section 4.5.2 de [1] :

\begin{array}{l} β_{a, c, p} = \frac{A_{c, eff, loc, p}}{A_{c}} \\ β_{a, c, p} = \frac{151, 6}{289, 4} = 0, 524 \end{array}

Formule 23

Selon l'Équation (4.7) de [1] , le rapport d'élancement global λ_p de la plaque raidie est calculé comme suit :

${\bar{λ}}_{p} = \sqrt{\frac{β_{a, c, p} \cdot f_{y}}{σ_{cr, p}}} = \sqrt{\frac{0, 524 \cdot 35, 5}{95, 9}} = 0, 440$ Formule 25	$< 0, 5 \sqrt{0, 085 - 0, 055 \cdot ψ}$ Formule 26
	$< 0, 5 \sqrt{0, 085 - 0, 055 \cdot 1} = 0, 673$ Formule 27

L'élancement_λp est inférieur à la valeur limite de 0,673 selon 4.4 (2) de [1]. Par conséquent, aucune réduction due au comportement de la plaque n'est nécessaire. par exemple, ρ_p = 1,0.

Comportement du voilement de plaque

La contrainte critique de flambement σ_cr,c est déterminée selon la section 4.5.3 (3) de [1]. Tout d'abord, la contrainte de flambement σ_cr,c,sl du raidisseur, positionné le plus proche du bord le plus comprimé, est déterminée selon l'Équation (4.9) de [1].

σ_{cr, c, sl} = \frac{π^{2} \cdot E \cdot I_{sl}}{A_{sl} \cdot a^{2}} = \frac{π^{2} \cdot 21000 \cdot 11900}{289, 4 \cdot 300^{2}} = 94, 7 kN / {cm}^{2}

Formule 28

La répartition des contraintes est uniforme. La contrainte critique de flambement σ_cr,c correspond donc à la contrainte critique de flambement σ_cr,c,sl du raidisseur positionné le plus proche du bord le plus comprimé.

σ_cr,c = σ_cr,c,sl = 94,7 kN/cm²

Le facteur de réduction β_a,c,c est calculé comme suit selon la section 4.5.3 de [1] :

β_{a, c, c} = \frac{A_{sl, eff}}{A_{sl}} = \frac{151, 6}{289, 4} = 0, 524

Formule 29

Le coefficient d'élancement λcdes résultats de la barre équivalente comprimée, selon l'Équation (4.11) de [1] , est :

{\bar{λ}}_{c} = \sqrt{\frac{β_{a, c, c} \cdot f_{y}}{σ_{cr, c}}} = \sqrt{\frac{0, 524 \cdot 35, 5}{94, 7}} = 0, 443

Formule 31

Selon la section 4.5.3 (5) de [1] , le rayon de giration i est calculé comme suit :

i = \sqrt{\frac{I_{sl}}{A_{sl}}} = \sqrt{\frac{11.900}{289, 4}} = 6, 41 cm

Formule 32

La distance e est la plus grande des deux distances selon la Figure A.1 de [1] ; par exemple, soit la distance e₁ du centre de gravité du raidisseur à l'axe neutre de l'élément comprimé efficace, ou la distance e₂ du centre de gravité de la plaque jusqu'à l'axe neutre de l'axe neutre de l'élément comprimé efficace. panneau au plan central de la plaque. Ces distances sont indiquées sur la Figure 05.

Barre de compression et raidisseur équivalents: Distances e1, e2

e = max (e₁, e₂ ) = max (10,39 cm, 2,86 cm) = 10,39 cm

Le facteur d'imperfection αe est déterminé comme suit selon l'Équation (4.12) de [1] avec α = 0,49 pour les sections ouvertes avec raidisseurs :

α_{e} = α \frac{0, 09}{i / e} = 0, 49 \frac{0, 09}{6, 41 / 10, 39} = 0, 636

Formule 33

Le facteur de réduction χ_c est déterminé selon [3] , 6.3.1.2 :

\begin{array}{l} ϕ = 0, 5 \cdot (1, 0 α_{e} \cdot ({\bar{λ}}_{c} - 0, 2) {\bar{λ}}_{c}^{2}) = 0, 5 \cdot (1, 0 0, 636 \cdot (0, 443 - 0, 2) 0, 443^{2}) = 0, 675 \\ χ_{c} = \frac{1}{ϕ \sqrt{ϕ^{2} - {\bar{λ}}_{c}^{2}}} = \frac{1}{0, 675 \sqrt{0, 675^{2} - 0, 443^{2}}} = 0, 844 < 1 \end{array}

Formule 34

Interpolation entre le voilement de plaque et le flambement

Le comportement structurel de la plaque entière est déterminé à l'aide du facteur ξ, selon la Section 4.5.4 (1) [1] :

\begin{array}{l} ξ = \frac{σ_{cr, p}}{σ_{cr, c}} - 1 but 0 \leq ξ \leq 1 \\ ξ = \frac{95, 9}{94, 7} - 1 = 0, 013 \end{array}

Formule 35

Le coefficent de réduction final ρc est déterminé à l'aide de l'équation d'interpolation selon l'Équation (4.13) [1] :

ρ_{c} = (ρ_{p} - χ_{c}) \cdot ξ \cdot (2 - ξ) + χ_{c} = (1 - 0, 844) \cdot 0, 013 \cdot (2 - 0, 013) + 0, 844 = 0, 848

Formule 36

Propriétés de la section efficace

L'aire de la section efficace de la zone comprimée A_c,eff de la plaque raidie est calculée selon l'Équation (4.5) de [1] :

A_{c, eff} = ρ_{c} \cdot A_{c, eff, loc, p} + \sum b_{edge, eff} \cdot t = 0, 848 \cdot 151, 6 24, 38 \cdot 1, 5 + 32, 54 \cdot 1, 5 = 214, 1 cm ²

Formule 37

L'aire de la section efficace A_eff est :

A_{eff} = A_{c, eff} + 2 \cdot b_{f} \cdot t_{f} = 214, 1 + 2 \cdot 80 \cdot 4 = 854, 1 cm ²

Formule 38

Section efficace due au voilement local et global

Calcul des plaques avec raidisseurs

Les axes de gravité de la section brute et de la section efficace ne coïncident pas, c'est pourquoi des moments fléchissants agissants supplémentaires sont dus au déplacement de l'axe de gravité de la section efficace par rapport à l'axe de gravité de la section brute. doivent être considérées ici. Ces moments fléchissants additionnels sont calculés comme suit :

\begin{array}{l} e_{y} = 0, 82 - 0, 72 = 0, 10 cm \\ e_{z} = 164, 97 - 157, 42 = 7, 55 cm \\ M_{y} = N \cdot e_{z} = 4000 \cdot 7, 55 = 30202, 4 kNcm \\ M_{z} = N \cdot e_{y} = - 4000 \cdot 0, 10 = - 414, 3 kNcm \\ M_{u} = 30203, 7 KNcm \\ M_{v} = - 306, 4 KNcm \end{array}

Formule 39

La contrainte maximale est la suivante :

σ_{eff} = \frac{N}{A_{eff}} + \frac{M_{u} \cdot e_{v}}{I_{u, eff}} - \frac{M_{v} \cdot e_{u}}{I_{v, eff}} = \frac{4.000}{854, 1} + \frac{30.203, 7 \cdot 165, 12}{17.466.764} - \frac{- 306, 4 \cdot 40, 23}{352.626} = 5, 01 kN / cm ²

Formule 40

Le calcul est effectué comme suit selon l'Équation (4.15) de [1] :

η_{1} = \frac{σ_{eff}}{\frac{f_{y}}{γ_{M 0}}} = \frac{5, 01}{\frac{34, 5}{1, 0}} = 0, 15

Formule 41

Calcul du flambement par torsion

Selon la Section 9.2.1 (8) de [1] , le critère suivant doit être respecté de manière générale pour éviter le flambement par torsion des raidisseurs à sections ouvertes :

\begin{array}{l} η_{1} = \frac{5, 3 \cdot f_{y} \cdot I_{p}}{E \cdot I_{S t . V e n}} \leq 1 \\ η_{1} = \frac{5, 3 \cdot 34, 5 \cdot 13.053}{21.000 \cdot 122} = 0, 93 \leq 1 \end{array}

Formule 42

I_p and I_St.Ven décrivent le moment d'inertie polaire et l'inertie de torsion de Saint-Venant du raidisseur seul, calculé autour du point de raccord avec la plaque.

Si la rigidité de gauchissement est prise en compte, la contrainte de voilement critique par torsion σ_cr doit d'abord être déterminée. Celle-ci est calculée selon les Équations (2.119) et (2.120) de [4] comme suit :

\begin{array}{l} σ_{cr 1} = \frac{1}{I_{p}} \cdot (\frac{π^{2} \cdot E \cdot I_{ω}}{l^{2}} + G \cdot I_{St . Ven}) für l < L_{cr} \\ σ_{cr 2} = \frac{1}{I_{p}} \cdot (2 \cdot \sqrt{C_{θ} \cdot E \cdot I_{ω}} + G \cdot I_{St . Ven}) für l > L_{cr} \end{array}

Formule 43

La rigidité présente une constante de gauchissement I_ω = 0 cm⁶. La critique de flambement par torsion σ_cr est alors simplifiée comme suit :

\begin{array}{l} σ_{cr 1} = σ_{cr 2} = \frac{1}{I_{p}} \cdot G \cdot I_{S t . V e n} \\ σ_{cr 1} = σ_{cr 2} = \frac{1}{13.053} \cdot 8.077 \cdot 122 = 75, 5 kN / cm ² \end{array}

Formule 44

I_p and I_St.Ven décrivent le moment d'inertie polaire et l'inertie de torsion de Saint-Venant du raidisseur seul, calculé autour du point de raccord avec la plaque.

Selon la Section 9.2.1 (9) de [1] , le critère dans 9.2.1(8) ou le critère suivant ne doit généralement pas être négligé lorsque l’on tient compte de la rigidité au gauchissement :

\begin{array}{l} η_{2} = \frac{θ \cdot f_{y}}{σ_{cr 1}} \leq 1 \\ η_{3} = \frac{θ \cdot f_{y}}{σ_{cr 2}} \leq 1 \end{array}

Formule 45

À l'aide d'un facteur assurant le comportement élastique selon la section de classe 3 d'après [5] équivalant à θ = 2 f pour les raidisseurs présentant une faible rigidité au gauchissement (barre plate ou acier plat à boudin), on obtient le résultat suivant :

η_{2} = η_{3} = \frac{2 \cdot 34, 5}{75.5} = 0, 91 \leq 1

Formule 46

La vérification du voilement de la plaque est donc achevée.

SHAPE-THIN

Dans SHAPE-THIN, le calcul des plaques avec raidisseurs peut être effectué selon la section 4.5 de [1]. Le panneau de commande « Parties c/t et propriétés efficaces des sections » doit être activé dans les données générales. « EN 1993-1-1 et EN 1993-1-5 » doivent ensuite être sélectionnés dans les paramètres de calcul ; le panneau de contrôle « Section efficace selon l'EN 1993-1-5, Section 4.5 » doit également être sélectionné. La détermination des largeurs efficaces doit être effectuée dans un processus itératif selon la Section 4.4 (3) de [1]. Dans cet exemple, une seule itération doit être utilisée pour le calcul dans SHAPE-THIN (voir la Figure 07).

Paramètres de calcul

Les éléments de la section doivent d'abord avoir été saisis. Les parties c/t sont généralement générées automatiquement à partir des conditions géométriques ; elles peuvent cependant être créées dans le tableau « 1.7 Parties de la section pour la classification selon l'EN 1993-1 » (voir la Figure 08) ou la boîte de dialogue correspondante.

Parties de la section pour la classification

Les raidisseurs peuvent ensuite être définis dans le Tableau « 1.8 Raidisseurs » ou dans la boîte de dialogue correspondante (voir la Figure 09).

raidisseurs

De plus, la plaque raidie doit être spécifiée dans le Tableau « 1.9 Plaques raidies » (voir la Figure 10) ou la boîte de dialogue correspondante. Les éléments du panneau raidi doivent être sélectionnés et la distance des raidisseurs transversaux doit être saisie. Si aucune distance n'est définie pour les raidisseurs transversaux, la valeur a = 10 000 mm est appliquée pour le calcul. Les raidisseurs dans le panneau sont identifiés automatiquement. Les extrémités de la plaque raidie doivent être soutenues, ce qui signifie qu'un appui est nécessaire.

Parois

Les résultats de la section efficace peuvent être affichés à l'aide du bouton « Longueurs efficaces ».

Ergebnisse

Auteur

Mme von Bloh fournit une assistance technique à nos utilisateurs et est également responsable du développement du programme SHAPE-THIN et de la construction en acier et en aluminium.

Liens

Logiciels de calcul de structures en acier

Références

Eurocode 3 : calcul des structures en acier - Partie 1-5 : Plattenförmige Bauteile. Beuth Verlag GmbH, Berlin, 2010.
Beg, D.; Kuhlmann, U.; Davaine, L.; Braun, B.: Design of Plated Structures. Eurocode 3: Design of Steel Structures. Part 1-5 Design of Plated Structures. Berlin: Ernst & Sohn, 2011
Kuhlmann, U.: Stahlbau-Kalender 2015 - Eurocode 3 - Grundnorm, Leichtbau. Berlin: Ernst & Sohn, 2015
Johansson, B.; Maquoi, R.; Sedlacek, G.; Müller, C.; Beg, D.: Commentary and Worked Examples to EN 1993-1-5, Plated Structural Elements. Luxemburg: Office for Official Publications of the European Communities, 2007
Eurocode 3: Bemessung und Konstruktion von Stahlbauten − Teil 1-1: Allgemeine Bemessungsregeln und Regeln für den Hochbau. Beuth Verlag GmbH, Berlin, 2010

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Sous-panneau de flambement Flambement raidi de la plaque

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Evénements

24.04.2024

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RFEM6 | Étudiants | Introduction à la MEF

25.04.2024

Vérification des assemblages acier dans RFEM 6 selon l'AISC 360-22

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Vérification des assemblages acier dans RFEM 6 selon l'AISC 360-22 (États-Unis)

15.05.2024

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RFEM6 | Étudiants | Introduction à la vérification de l'acier

16.05.2024

Considération des phases de construction dans RFEM 6

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Considération des phases de construction dans RFEM 6

23.05.2024

Questions les plus fréquemment posées au service technique de Dlubal

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Questions les plus fréquemment posées au service technique de Dlubal | mai 2024

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RFEM 6 | Fonctions de base | GRATUIT

30.07.2024

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RSECTION 1 | Étudiants | Introduction à la résistance des matériaux

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Foire aux questions (FAQ)

[FR] FAQ 003156 | Lors du calcul, je reçois un avertissement indiquant que certains éléments sont connectés à ...

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Webinaire | Vérification des barres en acier dans RFEM 6 selon l'AISC 360/341-22

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Méthode automatique pour atteindre le facteur de masse modale effective choisi

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Bulles d'information pour les appuis linéiques

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Webinaire | Assemblages à sections creuses circulaires dans RFEM 6

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Dlubal Podcast | #76 Stahlanschlüsse in RFEM 6: Deine All-In-One Lösung für Stahlverbindungen

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WIN | 02/2024 - Quoi de neuf dans RFEM 6 et RSTAB 9 ?

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Mur en maçonnerie avec poutre

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Assemblage acier

Articles de la base de connaissance

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ko 001875 | AISC 341-22 Vérification des barres de portiques résistants à la flexion dans RFEM 6

Les trois types de portiques résistants à la flexion (ordinaire, intermédiaire, spécial) sont disponibles dans le module complémentaire Vérification de l'acier de RFEM 6. Le résultat de la vérification de la sismicité selon l'AISC 341-22 est divisé en deux sections : les exigences pour les barres et les exigences pour les assemblages.

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Le module complémentaire Vérification de l'acier de RFEM 6 permet désormais d'effectuer une vérification de la sismicité selon l'AISC 341-16 et l'AISC 341-22. Cinq types de systèmes résistants aux forces sismiques (SFRS) sont actuellement disponibles.

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KB 001767 | AISC 341-16 Vérification des barres de portiques résistants à la flexion dans RFEM 6

Les trois types de portiques résistants à la flexion (ordinaire, intermédiaire, spécial) sont disponibles dans le module complémentaire Vérification de l'acier de RFEM 6. Le résultat de l'analyse sismique selon l'AISC 341-16 est divisé en deux sections : les exigences pour les barres et les exigences pour les assemblages.

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Fonctionnalités de produit

Fonctionnalité 002807 | Représentation 3D des résultats selon la FSM

La boîte de dialogue « Modifier la section » permet d'afficher les modes de flambement selon la méthode des bandes finies (FSM) comme graphique tridimensionnel.

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Vérification de l'acier | Vue d'ensemble de la vérification des systèmes de résistance aux forces sismiques

La vérification de cinq types de systèmes de résistance aux forces sismiques (SFRS) comprend les portiques à contreventement spécial (SMF), les portiques à moment intermédiaire (IMF), les portiques à moment ordinaires (OMO), les cadres à contreventement concentrique ordinaire (OCBF) et les portiques à contreventement concentrique spécial (SCBF )
Vérification de la ductilité des rapports largeur-épaisseur pour les âmes et les semelles
Calcul de la résistance et de la rigidité requises pour le contreventement de stabilité des poutres
Calcul de l'espacement maximal pour le contreventement de stabilité des poutres
Calcul de la résistance requise aux emplacements des articulations pour le contreventement de stabilité des poutres
Calcul de la résistance requise du poteau avec l'option permettant de négliger tous les moments fléchissants, le cisaillement et la torsion pour l'état limite de sur-résistance
Vérification des rapports d'élancement des poteaux et des contreventements

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Sismicité dans le module complémentaire Vérification de l'acier | résultats

Le résultat de l'analyse de sismicité est divisé en deux sections : les exigences pour les barres et les exigences pour les assemblages.

Les « exigences pour la sismicité » incluent la résistance requise en flexion et la résistance au cisaillement requise de l'assemblage poutre-poteau pour les portiques résistants à la flexion. Elles sont répertoriées dans l'onglet « Assemblage de portiques résistants à la flexion par barre ». Pour les portiques contreventés, la résistance en traction de l'assemblage requise et la résistance en compression de l'assemblage requis du contreventement sont répertoriées dans l'onglet « Connexion de contreventement par barre ».

Le programme fournit les vérifications effectuées dans des tableaux. Les détails de vérification affichent clairement les formules et les références à la norme.

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Fonctionnalité 002745 | Tableaux de résultats pour les voiles de contreventement et les poutres à travée

Les voiles de cisaillement et les poutres-voiles du modèle de bâtiment sont disponibles comme objets indépendants dans les modules complémentaires de vérification. Cela permet un filtrage plus rapide des objets dans les résultats ainsi qu'une meilleure documentation dans le rapport d'impression.

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Foire aux Questions (FAQ)

Quelle est la différence entre SHAPE-THIN 9 et SHAPE-THIN 8 ?

Est-il possible de modéliser des sections formées à froid dans SHAPE-THIN 8 et de les vérifier dans RF-/STEEL Cold-Formed Sections ?

Une fois la licence softlock, la version étudiante ou la version d'essai activée, elle ne peut plus être lancée en raison d'un problème de licence. Le message « Machine virtuelle détectée » s'affiche sur certains ordinateurs.

Pourquoi ?

Lors du calcul, un avertissement indique que certains éléments sont connectés au panneau de flambement, mais qu'ils ne sont pas définis comme des raidisseurs (voir la Figure 01). Que faire dans ce cas précis ?

Je reçois un message d'erreur indiquant que ma licence est déjà activée. Que puis-je faire ?

Comment définir une articulation plastique dans RFEM 6 ?

Projets clients

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Modèle RFEM de l'entrepôt à rayonnages hauts avec résultats des déformations

Entrepôt à rayonnages en hauteur, Chine

Station multi-énergies aux Sables-d’Olonne, France

Pergola métallique de l'Université Rafael Landívar (© Ing. Enrique de León)

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Immeuble de bureaux avec centre visiteurs et parking à Geiselbullach, Allemagne

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PC 001290 | Toiture de l'amphithéâtre du théâtre de Most | © Carl Stahl & spol. s r.o.

Amphithéâtre du théâtre municipal de Most, République tchèque

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