Résultats d’évaluation sismique pour les éléments structuraux

Figure 5.4.7 – Rotation plastique et limites de rotation pour les colonnes C304 et C305 pour les analyses nonlinéaire TH uniquement.

Figure 5.4.8 – Rotation plastique et limites de rotation pour les colonnes C204 et C205 pour les analyses nonlinéaire TH uniquement.

Figure 5.4.9 – Rotation plastique et limites de rotation pour les colonnes C104 et C105 pour les analyses nonlinéaire TH uniquement.

Figure 5.4.10 – Rotation plastique et limites de rotation pour les poutres P406 et P408 pour les analyses nonlinéaire TH uniquement.

Figure 5.4.11 – Rotation plastique et limites de rotation pour les poutres P306 et P308 pour les analyses nonlinéaire TH uniquement.

Figure 5.4.12 – Rotation plastique et limites de rotation pour les poutres P206 et P208 pour les analyses nonlinéaire TH uniquement.

5.4.5 Tassements et contraintes dans les sols

Figure 5.4.13 – Tassement vertical total maximal de la semelle sous la colonne extérieure (C104 type) du côté gauche. Le côté droit est symétrique.

Figure 5.4.14 – Tassement vertical total maximal de la semelle sous la colonne intérieure (C105 type) du côté gauche. Le côté droit est symétrique.

Figure 5.4.15 – Contrainte verticale maximale dans les ressorts de la semelle extérieure (C104 type) du côté gauche pour le sol « B500g ». Le côté droit est symétrique.

Figure 5.4.16 – Contrainte verticale maximale dans les ressorts de la semelle intérieure (C105 type) du côté gauche pour le sol « B500g ». Le côté droit est symétrique.

Figure 5.4.17 – Contrainte verticale maximale dans les ressorts de la semelle extérieure (C104 type) du côté gauche pour le sol « D300gH ». Le côté droit est symétrique.

Figure 5.4.18 – Contrainte verticale maximale dans les ressorts de la semelle intérieure (C105 type) du côté gauche pour le sol « D300gH ». Le côté droit est symétrique.

Figure 5.4.19 – Contrainte verticale maximale dans les ressorts de la semelle extérieure (C104 type) du côté gauche pour le sol « D100gL ». Le côté droit est symétrique.

Figure 5.4.20 – Contrainte verticale maximale dans les ressorts de la semelle intérieure (C105 type) du côté gauche pour le sol « D100gL ». Le côté droit est symétrique.

5.4.6 Discussion des résultats

 Le cisaillement à la base obtenu par la superstructure élastique est de l’ordre de deux fois plus petit que celui obtenu par la superstructure nonlinéaire. Cette différence notoire, est plus importante pour la catégorie d’emplacement « B » considérant un encastrement au sol que pour tout autre cas d’analyse. Deux éléments d’importance peuvent expliquer ce gradient de différence. Les facteurs de ductilité utilisés pour le calcul du cisaillement à la base de la MSE

et l’inertie fissurée des sections de béton armé. Dans chacun des deux cas, les coefficients utilisés reflètent des valeurs typiques utilisées en pratique.

 Pour les facteurs de ductilité, les valeurs 1.5 et 1.3 (soit 1.95) sont les valeurs minimales pour une structure de béton conçue selon les règles de l’art. Une analyse de type « pushover » réalisée sur la superstructure sans ISS permet néanmoins de trouver que pour un niveau de cisaillement à la base d’environ 750 kN, soit la valeur pour l’analyse élastique avec une catégorie d’emplacement « B », la ductilité observée sur la structure est en fait de 1.3. C’est-à- dire qu’en utilisant la théorie plastique des déformations semblables (figure 5.4.21), la courbe rouge qui représente une courbe de force-déformation devrait normalement s’approcher d’une asymptote pour la force alors que les déformations augmentent rapidement, d’une valeur 1.95 fois plus petite que si la structure ne permettait pas de déformation plastique. Les résultats sommaires de l’analyse « pushover » indiquent pourtant qu’à faible force, ce n’est pas cette ductilité qui est observée pour le bâtiment. Ce résultat est logique puisque le bâtiment n’a initialement pas été conçu pour un niveau de force différent selon que celui-ci se trouve sur une catégorie d’emplacement « B » ou « D ». Le spectre de conception pour une catégorie d’emplacement « B » étant beaucoup plus faible en accélération spectrale, la ductilité dans la structure n’est pas présente et l’amplification dynamique n’est pas restreinte. C’est aussi pourquoi le cisaillement à la base observé pour la même condition d’encastrement, mais avec une catégorie d’emplacement « D », le cisaillement à la base n’est que 1.3 fois plus élevé.

Figure 5.4.21 – Comparaison du principe de déformation semblable avec résultats d’analyse de type « pushover ».

 Pour l’inertie fissurée, le même constat peut-être fait. Si la structure est la même, mais que l’onde sismique incidente affectant cette structure n’est qu’une fraction de celle affectant l’autre, on ne peut s’attendre à avoir la même fissuration dans les deux cas. De plus, la différence majeure entre le modèle linéaire pour la superstructure et le modèle nonlinéaire est que la modélisation par fibre tenir compte de la fissuration de manière interne, par la rupture du béton en traction, au niveau des points d’intégration. Dans le premier cas, l’inertie fissurée est donc imposée selon les valeurs typiques rencontrées pour chaque type d’éléments structuraux et recommandée dans la norme de béton et dans le second cas, l’inertie fissurée est calculée selon les efforts imposés à la structure.

 L’effet de la rotation des semelles de fondation est clairement identifiable sur les figures 5.4.3 et 5.4.4 qui indiquent un déplacement maximal au troisième étage environ équivalent pour les conditions avec ISS et la condition d’encastrement. Pour la condition d’encastrement, le déplacement maximal augmente progressivement à chaque étage, alors que pour les conditions avec ISS, le premier étage possède déjà un déplacement important. Cette même remarque est visible sur les déplacements interétage où pour le premier étage, le pourcentage de déplacement est très élevé. La réponse de la structure peut être comparée avec une condition de rotule à la base des colonnes.

 La vérification des critères d’acceptation indique que tous les critères sont respectés, sauf pour la poutre intérieure du 3e étage pour laquelle la rotation plastique du 84e percentile dépasse la limite imposée. Puisque pour plusieurs éléments structuraux la plasticité n’est pas toujours observée, il peut être nécessaire d’effectuer une vérification de la section pour les forces sismiques enregistrées. Dans un tel cas, les forces enregistrées sont comparées avec les résistances pondérées des éléments sans ajouter de facteurs « m ».

 La demande en ductilité des éléments est modifiée lorsque l’ISS est considéré. Cette modification est bénéfique pour 6 des 12 éléments, neutre pour 4 des 12 éléments et nuisible pour les 2 derniers éléments observés. Ce résultat souligne l’importance de tenir compte de tous les facteurs influençant la réponse dynamique de la structure, puisque tel que partagé par Mason et al. (2013), l’exclusion des effets de l’ISS ne mène pas nécessairement à une conception conservatrice.