Cahier pratique - Calcul des murs d’ossature de grande · PDF fileCahier pratique -...

Cahier pratique -Calcul des mursd’ossature degrande hauteur

Un guide de calcul des murs d’ossature jusqu’à 10,7 m (35 pi)de haut pour charpentes de boiscommerciales d’un étage

Canadian Wood Council

Conseilcanadiendu bois

© 2000 CopyrightCanadian Wood CouncilConseil canadien du bois1400 Place Blair, bureau 210Ottawa, Ontario, CanadaK1J 9B8http://www.cwc.ca/

ISBN 0-921628-60-9

2M00-4

Photographies courtoisie de :Crestbrook Forest IndustriesD.E. Schaefer Architect Ltd.

Conception et production :Eton Systems

Traduction :Yvon Couture, trad. a.

Impression :Lomor Printers Ltd.

Réalisé grâce à l’aide financière de Ressources naturelles Canada; Service canadien des forêts

Imprimé au Canada sur papier recyclé.

ii Cahier pratique - Calcul des murs d’ossature de grande hauteur

Cahier pratique - Calcul des murs d’ossature de grande hauteur iii

PréfaceAu Canada, le bois se prête bien aux bâtimentscommerciaux d’un à quatre étages. Les changementsrécents apportés aux exigences de résistance au feudes codes du bâtiment et l’arrivée de nouveauxsystèmes constructifs d’ingénierie en bois permettentdes portées plus grandes et des charges pluslourdes. Une nouvelle série d’outils de calcul a étéélaborée pour aider les concepteurs de charpentes enbois commerciales de plus grande envergure. Unepublication précédente, Cahier pratique de calcul etd’estimation, donne des informations détaillées surles aspects calcul et coût d’un bâtiment typereprésentatif de bâtiments commerciaux d’un étaged’une aire jusqu’à 14 400 m2. Le Cahier pratique decalcul et d’estimation peut être téléchargé à l’adressehttp://www.branchebois.org/ ou commandé auConseil canadien du bois au 1-800-463-5091. Laprésente publication complémentaire présente desinformations détaillées sur le calcul des mursd’ossature de grande hauteur pour bâtimentscommerciaux et industriels dont les murs onthabituellement plus de 6,1 m (20 pi) de haut.

Cahier pratique - Calcul des murs d’ossature degrande hauteur comporte des tables pour montantsen bois de construction et en bois d’ingénierie jusqu’à10,7 m (35 pi). De plus, le cahier présente unexemple type détaillé, d’une installation de fabrication,décrivant les considérations structurales, thermiqueset incendie des murs de grande hauteur.

Le Conseil canadien du bois dispose d’un ensemblecomplet de publications et d’outils de calcul destinésà faciliter la conception et la construction decharpentes en bois. Parmi ces publications,mentionnons le Manuel de calcul des charpentes enbois (MCCB) auquel il est fait référence dans leprésent exemple ainsi que la suite logicielle complètede calcul des charpentes en bois WoodWorks®Design Office. WoodWorks® Design Office comprendles modules SIZER, CONNECTIONS et SHEARWALLSqui facilitent le processus de calcul. On trouvera uneversion de démonstration du logiciel àhttp://www.woodworks-software.com/ .

Le plus récent logiciel, CodeCHEK, est un outil decontrôle de faisabilité qui permet à l’utilisateur dedéterminer aisément si le Code du bâtiment permetune construction en bois basé sur sa taille et sonusage.

Ce logiciel téléchargeables est disponiblegratuitement à http://www.branchebois.org/ . Cemême site web présente également des informationssupplémentaires sur les murs de grande hauteur. Cesite contient plus particulièrement l’outil convivialTallWALL Sizer qui indique les dimensions desmontants pour une plus grande gamme de matériaux,de longueurs et de conditions de chargement quen’en offrent les tables du présent cahier pratique. Lesite http://www.branchebois.org/ comprend unformulaire qui vous permet d’inscrire voscommentaires. Il va sans dire que vos commentairesaident sensiblement le Conseil canadien du bois àatteindre son objectif de réaliser des aides au calculpratiques comme ceux de la présente série.

Outre les facteurs économiques, les questionsenvironnementales peuvent jouer un rôle dans leprocessus décisionnel de la construction debâtiments. À ce chapitre, le bois dispose desavantages suivants:

• Le bois est le seul matériau de constructionmajeur renouvelable.

• Le volume des forêts commerciales canadiennesa augmenté au cours des 20 dernières années.

• Le bois génère moins de pollution à l’étape de lafabrication et de la consommation que tout autrematériau de construction.

• Le bois procure de plus grandes économiesd’énergie du fait de sa performance thermiquesupérieure.

Aucun effort n’a été ménagé pour assurer que lesdonnées et les informations présentées ici soientaussi justes que possible. Cependant, le Conseilcanadien du bois décline toute responsabilité quantaux erreurs ou aux omissions de la présentepublication ainsi qu’aux concepts ou aux plans quis’en seraient inspirés. Pour de plus amplesinformations, communiquer avec le Conseilcanadien du bois au 1-800-463-5091.

Le Conseil canadien du bois salue la contributiondes personnes suivantes à l’élaboration et à la revuedu présent ouvrage :

Rick Cunliffe, ing., Cunliffe and Associates Ltd., Experts-conseils en structure

Ressources naturelles Canada; Service canadien des forêts

iv Cahier pratique - Calcul des murs d’ossature de grande hauteur

Cahier pratique - Calcul des murs d’ossature de grande hauteur v

Table des matières1.0 Introduction . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 1

2.0 Tables de montants . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 32.1 Montants en bois de construction pour surcharges de vent – q1/30 0,6 kPa; q1/10 0,5 kPa . . . . . 5

2.2 Montants en bois de construction pour surcharges de vent – q1/30 0,5 kPa; q1/10 0,4 kPa . . . . . 8

2.3 Montants en bois de construction pour surcharges de vent – q1/30 0,4 kPa; q1/10 0,3 kPa . . . . 11

2.4 Montants SelecTem™ pour surcharges de vent – q1/30 0,6 kPa; q1/10 0,5 kPa . . . . . . . . . . . . . . 14



2.7 Montants Timberstrand® pour surcharges de vent – q1/30 0,6 kPa; q1/10 0,5 kPa . . . . . . . . . . . 17



2.10 Montants Westlam® pour surcharges de vent – q1/30 0,6 kPa; q1/10 0,5 kPa . . . . . . . . . . . . . . . 20



3.0 Exemple . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 233.1 Survol du bâtiment . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .233.2 Calcul des montants . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 243.3 Calcul des assemblages des montants . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 333.4 Calcul des murs de cisaillement . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 36

3.4.1 Parcours des charges latérales et déversement . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .363.4.2 Calcul des panneaux de cisaillement . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 393.4.3 Calcul des membrures principales . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 393.4.4 Calcul des boulons d’ancrage . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 413.4.5 Calcul des tirants . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 43

3.5 Calcul des éléments et des assemblages entourant la baie dans le mur . . . . . . . . . . 453.5.1 Calcul du linteau et de ses assemblages . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 453.5.2 Calcul des montants nains . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 483.5.3 Calcul des montants poinçons et de ses assemblages . . . . . . . . . . . . . . . . . 48

3.6 Considérations non-structurales . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 503.6.1 Degré de résistance au feu . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 503.6.2 Résistance thermique . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 50

vi Cahier pratique - Calcul des murs d’ossature de grande hauteur

Cahier pratique - Calcul des murs d’ossature de grande hauteur 1

1. IntroductionLe présent cahier est destiné à aider à déterminer lafaisabilité de l’ossature en bois pour la constructionde murs de grande hauteur dans les constructionscommerciales et industrielles, et se veut un guidepas à pas pour le calcul de ces murs. La popularitédes constructions commerciales d’un étage et lagrande disponibilité du bois au Canada offrent auxconcepteurs de nombreuses possibilités d’utiliser lebois de façon rentable dans ce type deconstructions. Les tables de calcul de montants, enbois de construction et en bois d’ingénierie, ainsiqu’un exemple de calcul démontrent que le bois seprête bien aux constructions comportant des mursde grande hauteur.

Les murs de grande hauteur décrits dans le présentcahier sont en fait des prolongements des mursd’ossature traditionnels que l’on utilise au Canadadepuis plus d’un siècle. Le mur d’ossature traditionnelconstitue une excellente technique de constructionparce que:

• Les montants dans les ossatures en bois résistentefficacement aux surcharges de neige au toit etaux surcharges de vent sollicitant les murs etpermettent d’éliminer le besoin d’une charpenteporteuse additionnelle.

• Lorsque le revêtement intermédiaire est posé surles montants, le mur résiste très efficacement auxcharges de gauchissement latéral dues au vent etaux séismes.

• Les murs peuvent facilement être isolés pouroffrir une excellente résistance thermique.

• Les murs d’ossature en bois sont faciles à finir etconviennent à une grande diversité de matériauxde finition.

• Les murs d’ossature peuvent être modifiés enfonction des besoins qui évoluent.

Le même raisonnement qui a fait le succès du murd’ossature traditionnel peut être appliqué aux mursd’ossature de plus grande hauteur que requièrent lesconstructions commerciales. Pour assurer la mêmerésistance de mur dans les bâtiments plus hauts etplus longs, on peut utiliser des pièces de bois deconstruction de plus grandes dimensions ou desproduits d’ingénierie en bois. On peut aisémentcalculer des murs de cisaillement et des assemblagespour assurer la résistance latérale requise. Les mursd’ossature de grande hauteur satisfont aisément auxexigences thermiques. Si on soigne les détails etchoisit les matériaux de finition appropriés, les mursd’ossature de grande hauteur peuvent respecter lesexigences de résistance au feu et de séparationacoustique plus rigoureuses exigées pour la plupartdes constructions commerciales.

Le présent ouvrage est un outil de calcul pour lesmurs de grande hauteur utilisés dans lesconstructions commerciales d’un étage. Il permettraà ses utilisateurs d’évaluer la faisabilité d’utiliser cetype de murs et facilitera les calculs. Le présentcahier comprend :

• Des tables de montants permettant d’évaluer lapossibilité de construire des murs d’ossature enbois de grande hauteur.

• Un exemple de calcul pas à pas d’un mur degrande hauteur pour faciliter le travail desconcepteurs.

Le cahier est divisé comme suit :

1. INTRODUCTION - Présente les informations debase.

2. TABLES DE MONTANTS - Ces tables englobentles montants en bois de construction jusqu’à6,1 m (20 pi) de haut et les montants en boisd’ingénierie jusqu’à 10,7 m (35 pi). Ces tablespermettent de déterminer s’il est possibled’utiliser des murs d’ossature en bois de grandehauteur dans un cas particulier. Les constructionscommerciales nécessitent un calcul d’ingénieriecomplet pour chaque mur de grande hauteur, afinde tenir compte des considérations de calculspécifiques à l’emplacement, des assemblages etdes autres détails nécessaires. En plus des tablesde montants que l’on retrouve dans le présentouvrage, http://www.branchebois.org/ contientl’outil convivial TallWALL Sizer qui indique lesdimensions des montants pour une plus grandegamme de matériaux, de longueurs et deconditions de chargement.

3. EXEMPLE - L’exemple porte sur le calcul détailléd’un bâtiment de 7,72 m (25 pi 4 po) de hauteuret utilise les données du Crestbrook Value AddedCentre de Cranbrook [Colombie-Britannique]. Lesnotes dans la marge de gauche renvoient auxsections appropriées des ouvrages suivants:

h Manuel de calcul des charpentes en bois 1995

a CSA O86.1–94 Règles de calcul auxétats limites des charpentes en bois

A Code national du bâtiment du Canada

e Guide de l’utilisateur Commentaires sur le calcul desstructures - CNBC 1995 (Partie 4)

L’exemple de calcul décrit le calcul de montants etd’assemblages, de murs de cisaillement, d’élémentsautour des ouvertures et d’exigences en matière derésistance thermique et de degré de résistance aufeu des murs.

Les charpentes en bois offrent de nombreuxavantages dans le cas de bâtiments commerciaux etindustriels. Le cahier permet à l’utilisateur d’évaluerrapidement une option de construction. De plus, lebois présente de nombreux avantages, dont:

• Coûts de main-d’oeuvre concurrentiels

• Disponibilité de main-d’oeuvre

• Facilité de montage et de manutention desmatériaux

• Mise en oeuvre plus rapide

• Options de finition

• Formes de bâtiment complexes relativementfaciles à réaliser

• Performance thermique et efficacité énergétiquesaméliorées

2 Cahier pratique - Calcul des murs d’ossature de grande hauteur


2. Tables de montantsÉtendue

La section 2 présente les tables de montants en boisde construction et en bois d’ingénierie brevetés. Cestables permettent de déterminer s’il est possibled’utiliser des murs d’ossature de grande hauteurpour un cas particulier. Dans une constructioncommerciale, chaque mur de grande hauteur doitfaire l’objet d’un calcul d’ingénierie afin de tenircompte des considérations de calcul spécifiques àl’emplacement, de l’effet des ouvertures, desassemblages et autres détails. On trouvera à lasection 3 un exemple complet de calcul d’un mur degrande hauteur. TallWALL Sizer, un outil de calculconvivial qui indique les dimensions des montantspour une plus grande gamme de matériaux, delongueurs et de conditions de chargement, estdisponible à l’adresse http://www.branchebois.org/ .

Hypothèses utilisées pour l’élaboration destables de montants

• Les montants sont contreventés latéralementpour prévenir le flambage selon la face étroite.

• Les charges sont uniformément réparties sur ledessus du mur.

• Les charges prévues dues aux pressions de venthoraires de 1/10 et de 1/30 (q1/10 et q1/30) ont étémodifiées à l’aide des coefficients de modificationsuivants:

Ce = 0,9 pour les montants jusqu’à 6 m delong et 1,0 pour les montants de 6 m à12 m de long.

CpCg = –2,0

Cpi = ±0,7

Cgi = 1,0

• La pression de vent horaire 1/10 (q1/10) estutilisée pour les calculs de flèche.

• La pression de vent horaire 1/30 (q1/30) estutilisée pour les calculs de résistance.

• Le critère de flèche totale sous charge est 1/180de la longueur du montant. La flèche totale souscharge calculée, pour chaque montant, estdonnée dans les tables.

• Le rapport charge axiale permanente prévue /surcharge est 1. Les tables peuvent être utiliséesde façon conservatrice lorsque la charge axialepermanente prévue est inférieure à la surchargeaxiale prévue.

• Les dimensions des montants sont basées sur lecalcul aux états limites (CEL). Les combinaisonsde charges pour le CEL prises en compte sont :

1. Charge axiale seule

2. Vent plus charge permanente axiale, et

3. Vent plus surcharge axiale plus charge axialepermanente.

• Pour respecter la philosophie du CEL, uncoefficient de simultanéité des charges de 0,7 aété appliqué à une combinaison de surcharges devent et axiale (combinaison 3)

• Les cas de chargement 2 et 3 sont considéréscomme des charges de courte durée.

• Le chargement axial excentrique des montants estpris en compte en fonction d’une excentricitécorrespondant à 1/6 de la profondeur dumontant.

• La méthode d’amplification du moment estutilisée pour tenir compte de l’effet P∆ dumoment fléchissant secondaire.

• Les flèches dues aux surcharges de vent et auxcharges axiales excentriques sont amplifiées pourtenir compte de l’effet P∆.

• Il est pris pour hypothèse que les montants sontarticulés aux deux extrémités.

• Les tables ne peuvent être utilisées que pour desmontants non traités utilisés en milieu sec.

Dans le cas des tables de montants en bois deconstruction :

• Les valeurs de résistance ont été calculées enfonction de la norme CSA O86.1-94.

• Un système de partage des charges de «Cas 2»,tel que défini dans CSA O86.1-94, a été priscomme hypothèse. Pour que cette exigence soitrespectée, les montants doivent être revêtus depanneaux de contreplaqué, ou de panneaux delamelles orientées (OSB) d’au moins 9,5 mmd’épaisseur, fixés aux montants pour procurer unerigidité équivalente à celle obtenue au moyen declous communs de 2 pouces espacés de 150 mmsur les bords des panneaux et de 300 mm ailleurs.

Mode d’emploi des tables

• Déterminer les pressions de vent horaires de 1/10et 1/30 (q1/10 et q1/30) selon l’emplacementgéographique du bâtiment. On trouvera cesvaleurs dans la section des données climatiquesdu Code national du bâtiment ou dans le code dubâtiment provincial approprié.

• Calculer la charge permanente uniformémentrépartie prévue en fonction des matériauxsupportés. Il faut tenir compte du poids propre dumur. Dans de nombreux cas, il est appropriéd’inclure le poids de la moitié supérieure du mur.

• Calculer la surcharge uniformément répartieprévue en fonction des surcharges prévues duesà la neige et la pluie indiquées dans le Code dubâtiment et la largeur tributaire du toit.

• Les tables de montants sont appropriées pour lecas type lorsque la charge axiale permanenteprévue ne dépasse pas la surcharge axiale prévue.

• Calculer la charge uniformément répartiepondérée (1,25D + 1,5L) kN/m le long du murd’ossature.

• Choisir la table ou les tables correspondant aumatériau de montant envisagé. La table ou lestables retenues doit ou doivent êtrecaractérisée(s) par des surcharges de vent q1/30 etq1/10 plus grandes que ou égales à cellescorrespondant aux données climatiques del’emplacement en question.

• Choisir une profondeur de montant en fonction dela longueur du montant, de l’espacement desmontants et de la charge axiale. La flècheassociée devrait être prise en considération entenant compte de la possibilité de fissuration desfinis.



Table 2.1 - Montants en bois de construction

Pression de vent q1/30 de 0,6 kPa; q1/10 de 0,5 kPa

Profondeur requise (mm) pour montants d’une épaisseur de 38 mm

S-P-F D.Fir-LQualité n° 2 (ou meilleure) Qualité n° 2 (ou meilleure)

Espacement Chargedes axiale Longueur de montant Longueur de montantmontants pondérée 3,66 m 4,27 m 4,88 m 5,49 m 6,10 m 3,66 m 4,27 m 4,88 m 5,49 m 6,10 mmm kN/m (12 pi) (14 pi) (16 pi) (18 pi) (20 pi) (12 pi) (14 pi) (16 pi) (18 pi) (20 pi)

305 10 Profondeur 140 140 184 184 235 140 184 184 184 235Flèche L/335 L/211 L/324 L/228 L/314 L/389 L/245 L/376 L/264 L/364

20 Profondeur 140 140 184 184 235 140 140 184 184 235Flèche L/321 L/202 L/314 L/220 L/306 L/374 L/236 L/365 L/256 L/356










20 Profondeur 184 184 235 235 286 184 184 235 286 S/OFlèche L/361 L/228 L/324 L/228 L/274 L/419 L/266 L/377 L/481 S/O


40 Profondeur 184 235 235 286 S/O 184 235 235 286 S/OFlèche L/328 L/444 L/301 L/389 S/O L/384 L/517 L/352 L/453 S/O

50 Profondeur 235 235 235 286 S/O 235 235 286 286 S/OFlèche L/657 L/428 L/291 L/378 S/O L/765 L/499 L/616 L/440 S/O

Notes :

1. Le concepteur doit s’assurer que les hypothèses utilisées pour l’établissement des tables conviennent à l’application. Pour les hypothèses relatives auxtables, voir la page 3.

2. Le Conseil canadien du bois recommande que les deux faces des montants soient recouvertes de revêtement de construction ou de parement. Au moinsune des faces devrait être recouverte d’un panneau de copeaux, de contreplaqué ou d’OSB d’une épaisseur de 9,5 mm ou plus et fixé selon les exigencesdu Code national du bâtiment du Canada [CNBC]. L’autre face pourrait être recouverte de parement, de revêtement de construction ou de panneau degypse selon les exigences du CNBC. Le revêtement et les fixations doivent être conformes aux exigences de mur de cisaillement du cas particulier.

3. L’espacement maximal recommandé pour les entremises de pleine profondeur est 2,4 m. Les entremises doivent être conformes aux exigences de mur decisaillement du cas particulier.

4. Avant de prescrire le matériau, le concepteur devrait s’informer de la disponibilité des montants selon les dimensions, la longueur et la qualité prescrites.On peut obtenir d’autres tables de longueurs, au http://www.branchebois.org/ .

5. Équivalences impériales pour les profondeurs de montant :profondeur mm 140 184 235 286profondeur nominale pouces 6 8 10 12


Table 2.1 (suite) - Montants en bois de construction



Hem-Fir Essences nordiquesQualité n° 2 (ou meilleure) Qualité n° 2 (ou meilleure)












610 10 Profondeur 140 184 235 235 286 184 235 286 286 S/OFlèche L/191 L/277 L/390 L/274 L/327 L/277 L/367 L/446 L/314 S/O

20 Profondeur 184 184 235 235 286 184 235 286 S/O S/OFlèche L/419 L/266 L/377 L/265 L/318 L/263 L/351 L/429 S/O S/O


40 Profondeur 184 235 235 286 S/O 286 286 286 S/O S/OFlèche L/384 L/517 L/352 L/453 S/O L/891 L/583 L/399 S/O S/O

50 Profondeur 235 235 235 286 S/O S/O S/O S/O S/O S/OFlèche L/765 L/499 L/340 L/440 S/O S/O S/O S/O S/O S/O

Notes :







Table 2.1 (suite) - Montants en bois classé mécaniquement par résistance (MSR)



Qualité Qualité1650f-1,5E 2100f-1,8E

















Notes :



























Notes :


























50 Profondeur 235 235 235 286 286 S/O S/O S/O S/O S/OFlèche L/917 L/603 L/414 L/537 L/361 S/O S/O S/O S/O S/O

Notes :



























Notes :


























50 Profondeur 235 235 235 235 286 S/O S/O S/O S/O S/OFlèche L/1143 L/763 L/529 L/379 L/466 S/O S/O S/O S/O S/O

Notes :



























Notes :







Table 2.4 - Montants SelecTem™ de Tembec


Profondeur requise (mm) pour montants d’une épaisseur de 44 mm (1-3/4 po)

Montants SelecTem™ Qualité 1,8E

Espacement Chargedes axiale Longueur de montantmontants pondérée 5,18 m 5,79 m 6,40 m 7,01 m 7,62 m 8,23 m 8,84 m 9,45 m 10,06 m 10,67 mmm kN/m (17 pi) (19 pi) (21 pi) (23 pi) (25 pi) (27 pi) (29 pi) (31 pi) (33 pi) (35 pi)
















Notes :

1. Le concepteur doit s’assurer que les hypothèses utilisées pour l’établissement des tables conviennent à l’application. Pour les hypothèses relatives auxtables, voir la page 3. Pour informations additionnelles, communiquer avec Tembec au 1-800-463-0456.

2. Tembec recommande que les deux faces des montants soient recouvertes de revêtement de construction ou de parement. Au moins une des faces devraitêtre recouverte d’un panneau de copeaux, de contreplaqué ou d’OSB d’une épaisseur de 9,5 mm ou plus et fixé selon les exigences du Code national dubâtiment du Canada [CNBC]. L’autre face pourrait être recouverte de parement, de revêtement de construction ou de panneau de gypse selon lesexigences du CNBC. Le revêtement et les fixations doivent être conformes aux exigences de mur de cisaillement du cas particulier.


4. Les tables pour les montants SelecTem™ 2,0E sont disponibles à l’adresse http://www.branchebois.org/.

5. Équivalences impériales pour les profondeurs de montant :profondeur mm 184 235 241 286 292 302 318 356 406profondeur pouces 7-1/4 9-1/4 9-1/2 11-1/4 11-1/2 11-7/8 12-1/2 14 16






















Notes :







Table 2.7 - Montants Timberstrand® - Trus Joist



Montants Timberstrand®

Qualité 1,5EEspacement Chargedes axiale Longueur de montantmontants pondérée 5,2 m 5,8 m 6,4 m 7,0 m 7,6 m 8,2 m 8,8 m 9,4 m 10,1 m 10,7 mmm kN/m (17 pi) (19 pi) (21 pi) (23 pi) (25 pi) (27 pi) (29 pi) (31 pi) (33 pi) (35 pi)






406 10 Profondeur 184 235 235 286 286 286 337 337 S/O S/OFlèche L/214 L/322 L/217 L/299 L/235 L/187 L/248 L/204 S/O S/O





610 10 Profondeur 235 235 286 286 337 337 S/O S/O S/O S/OFlèche L/294 L/213 L/258 L/198 L/253 L/202 S/O S/O S/O S/O

20 Profondeur 235 235 286 286 337 337 S/O S/O S/O S/OFlèche L/284 L/206 L/251 L/193 L/248 L/198 S/O S/O S/O S/O




Notes :

1. CETTE TABLE EST DESTINÉE EXCLUSIVEMENT AU DIMENSIONNEMENT PRÉLIMINAIRE et ne doit pas être utilisée pour le calcul ou la prescription desdimensions de montant définitives. Pour le calcul spécifique à un projet, communiquer avec votre représentant Trus Joist au 1-800-661-6240.

2. Les hypothèses de la page 3, ainsi que celles qui suivent ont servi à l’élaboration de la présente table.

3. Il est également pris pour hypothèse que les montants sont adéquatement supportés de chaque côté pour prévenir le flambement, (KL=1). Trus Joistrecommande d’installer des entremises pleine profondeur, espacées verticalement d’au plus 8 pieds (2,4 m), le panneau de revêtement structural étantfixé, selon les exigences du code, sur un bord et, le panneau de gypse ou de revêtement structural sur l’autre bord, selon les exigences du code.

4. Il est pris pour hypothèse que le moment maximum pour le Cas de charge 1 intervient à la partie supérieure du montant, Mf = Pf × l’excentricité.

5. Il est pris pour hypothèse que le moment maximum pour le Cas de charge 2 intervient à la mi-hauteur des montants, Mf = Wf(vent)L2/8 + Pf × 0,5 × l’excentricité.

6. Un coefficient de partage des charges de 1,04 a été utilisé pour le moment seulement, selon la disposition 13.4.4.4 du supplément N° 1 CSA O86.1S1-98à la norme CSA O86.1-94.

7. Les valeurs de résistance ont été calculées selon CSA O86.1S1-98 au moyen des valeurs du rapport d’évaluation n°12627-R du CMCC.

Pour connaître la disponibilité ou l’existence de montants de plus grande longueur, communiquer avec votre représentant Trus Joist au 1-800-661-6240.

















610 10 Profondeur 235 235 286 286 286 337 337 S/O S/O S/OFlèche L/366 L/265 L/321 L/247 L/194 L/252 L/205 S/O S/O S/O

20 Profondeur 235 235 286 286 286 337 337 S/O S/O S/OFlèche L/352 L/255 L/312 L/240 L/188 L/246 L/200 S/O S/O S/O




Notes :















305 10 Profondeur S/O 184 184 235 235 235 235 286 286 286Flèche S/O L/342 L/230 L/368 L/288 L/230 L/186 L/276 L/223 L/188

20 Profondeur S/O 184 184 235 235 235 235 286 286 286Flèche S/O L/329 L/221 L/357 L/280 L/223 L/180 L/270 L/218 L/183

30 Profondeur S/O 184 184 235 235 235 286 286 286 337Flèche S/O L/316 L/213 L/347 L/272 L/216 L/320 L/263 L/212 L/295













Notes :










Table 2.10 - Montants Westlam® Structural Lumber (WSL)



Montants Westlam® Structural Lumber(WSL)












610 10 Profondeur 241 241 292 292 301 356 356 S/O S/O S/OFlèche L/346 L/248 L/296 L/225 L/192 L/254 L/205 S/O S/O S/O





Notes :

1. Les dimensions indiquées dans ces tables sont basées sur une utilisation en milieu sec.

2. Le concepteur doit s’assurer que les hypothèses utilisées pour l’établissement des tables conviennent à l’application. Pour les hypothèses relatives aux tables, voir la page 3.

3. Les deux faces des montants doivent être supportées latéralement par le revêtement de construction. Au moins une des faces devrait être recouverte d’unpanneau de copeaux, de contreplaqué ou d’OSB d’une épaisseur de 9,5 mm ou plus et fixé selon les exigences du Code national du bâtiment du Canada[CNBC]. L’autre face pourrait être recouverte de parement, de revêtement de construction ou de panneau de gypse selon les exigences du CNBC.

4. L’espacement maximal recommandé pour les entremises de pleine profondeur est 2,4 m. Les entremises doivent correspondre aux exigences de mur de cisaillement du cas particulier.

5. On peut obtenir d’autres tables de longueurs au http://www.branchebois.org/. Pour informations additionnelles sur le calcul, communiquer avec Western Archrib au 1-780-465-9771.











50 Profondeur 190 190 241 241 24I 292 292 292 301 356Flèche L/369 L/265 L/376 L/287 L/223 L/322 L/260 L/212 L/193 L/273






610 10 Profondeur 190 241 241 292 292 301 356 356 S/O S/OFlèche L/209 L/309 L/206 L/281 L/219 L/190 L/255 L/209 S/O S/O





Notes :



























Notes :







3. ExempleLe calcul des murs d’ossature de grande hauteur doittenir compte de nombreux facteurs, notamment :

• Du calcul des montants

• Du calcul des assemblages des montants

• Du calcul des murs de cisaillement, y compris dudéversement et de l’assujettissement, despanneaux de cisaillement, des membruresprincipales des murs de cisaillement, de l’ancragedes lisses basses et des tirants.

• Du calcul des éléments autour des ouverturesdans les murs, y compris calcul des linteaux, desmontants nains, des montants poinçons et desassemblages.

• Les aspects non structuraux du calcul des murscomprennent notamment la résistance au feu et larésistance thermique.

Le présent exemple de calcul est basé sur leCrestbrook Value Added Centre construit en1999/2000. L’exemple utilise les hypothèses decalcul décrites dans le Code national du bâtiment duCanada, CSA O86.1-94 Règles de calcul aux étatslimites des charpentes en bois et sur les données decalcul exclusives de Tembec pour le bois enplacages stratifiés Selectem™ 2,0E.

Les détails présentés dans l’exemple de calcul nesont pas nécessairement identiques aux détailsdéfinitifs de la construction. Les détails illustrés iciont été adaptés en fonction d’hypothèses de calculplus générales.

3.1 Survol du bâtimentCrestbrook Forest Industries est une entreprise deproduction de bois de construction de Cranbrook[Colombie-Britannique]. Elle avait besoin davantaged’espace pour loger ses opérations de ré-usinage etde jointage (bois à entures multiples) du bois deconstruction. Les nouvelles installationsnécessitaient de grandes aires ouvertes dépourvuesde poteaux. De plus, le mur Nord ne pouvait pasêtre porteur afin de permettre l’expansion éventuelledans cette direction. Une charpente d’acier avait étéprévue initialement, mais le Groupe des produitsforestiers Tembec, la société-mère de Crestbrook,venait d’adopter une politique exigeant que le boissoit pris en considération pour tous leurs besoinsde construction et qu’il soit utilisé lorsqu’il estéconomiquement avantageux de le faire. Uneanalyse conclut qu’il était possible de construire unbâtiment en bois au même coût que le bâtimentd’acier prévu à l’origine.

Le bâtiment est une construction à ossature de boisd’un étage, d’une aire de 2 100 m2 (22 300 pi2), àplancher-dalle sur sol et fondations en béton. Lafigure 3.1 donne un aperçu général du bâtiment.

Figure 3.1Vue isométrique dunouveau bâtiment

1,04 m

7,72 m1,88 m

Mur ouest

Pente du toit 1,034 dans 12

M

G

92 1


L’ossature du toit est montrée en plan à la figure 3.2. Le présent exemple porte sur le mur Ouest, «mur G». Lemur mesure 7,72 m (25 pi 4 po) de haut et, à son extrémité nord, supporte des fermes de 41,8 m (137 pi) deportée.

Voici les données de calcul de l’usine de Cranbrook :

• Surcharge de neige au sol prévue, Ss = 2,7 kPa

• Surcharge de pluie associée, Sr = 0,2 kPa

• Pression de vent horaire, q1/30 = 0,29 kPa

• Pression de vent horaire, q1/10 = 0,22 kPa

• Les surcharges sismiques sont minimes et n’ont aucun effet sur le calcul de cette construction.

3.2 Calcul des montantsLes montants retenus pour ce projet sont des Selectem™ 2,0E de 44 x 235 mm (1-3/4 x 9-1/4 po), fabriquéspar Tembec. Les montants sont espacés de 610 mm avec entremises à 1 220 mm. La figure 3.3 illustre unecoupe de mur type. La longueur de montant correspond à la hauteur du mur réduite de l’épaisseur de lasablière et de la lisse basse, soit 7,59 m. Cet exemple de calcul de montant concerne les montants supportantdes fermes de 41,8 m de portée.

Caractéristiques des charges

Charges axiales des montants

Charge permanente du toit

Charge permanente prévue du toit = 0,718 kPa

Largeur tributaire du toit = portée des fermes / 2 = 20,9 m

Charge permanente prévue du toit, sur le mur = 0,718 x 20,9= 15,0 kN/m

Charge permanente pondérée du toit, sur le mur = 1,25 x 15,0= 18,8 kN/m

Figure 3.2Plan de l’ossature du toit

20,9 m

20,9 m

24,4 m 18,3 m 10,9 m

Bâtiment existant

Fermes de 41,8 m de portée espacées de 610 mm appuyées sur les murs des axes M et G

Fermes de 20,9 m de portée espacées de 610 mm appuyées sur le mur de l’axe G et la poutre de l’axe J

Fermes de 20,9 m de portée espacées de 610 mm appuyées sur le mur de l’axe M et la poutre de l’axe J

Fermes de 10,9 m de portée espacées de 610 mm

M

J

G

9 5 2 1


1,22

m

C Axe des entremises

C Axe des entremises

1,22

m

Dessus de la dalle

Dessus du béton

G

Construction de mur type

- Parement horizontal à rainure et languette de 38 x 140 mm, fixé avec des clous communs galvanisés de 3-1/4 po, espacés d’au moins 150 mm.

- Papier de construction approuvé- Montants LVL 2,0E de 44 x 235 mm- Entremises de 38 x 235 mm espacées

de 1 220 mm- Isolant en nattes de fibres de verre R-20- Pare-vapeur de polyéthylène de 6 mils- OSB de 9,5 mm, fixé avec des clous

communs de 2 po, espacés de 150 mm aux bords des panneaux et de 300 mm aux appuis structuraux intermédiaires.

Figure 3.3Coupe de mur type


Charge permanente du mur

Charge permanente prévue du mur = 0,40 kPa

La section critique pour la combinaison de charge de flexion et charge axialesollicitant un montant est généralement à la mi-hauteur du montant. Parconséquent, il faut tenir compte de la moitié du poids propre du mur dans lecalcul des montants.

Hauteur tributaire de charge permanente du mur = 7,72 / 2 = 3,86 m

Charge permanente prévue du mur = 0,40 x 3,86= 1,54 kN/m

Charge permanente pondérée de mur = 1,25 x 1,54= 1,93 kN/m

Surcharge de neige au toit, S

S = Ss(CbCwCsCa) + Sr A 4.1.7.1 (1)

Surcharge de neige au sol Ss = 2,7 kPa A Annexe C

Surcharge de pluie Sr = 0,2 kPa A Annexe C

Coefficient de neige au toit Cb = 0,8 A 4.1.7.1 (1)

Tous les autres coefficients Cw, Cs, Ca = 1,0

S = 2,7 x (0,8 x 1 x 1 x 1) + 0,2 = 2,36 kPa

Surcharge de neige prévue sur le mur = 2,36 x 20,9= 49,3 kN/m

Surcharge de neige pondérée sur le mur = 1,5 x 49,3= 74,0 kN/m

Charge prévue Charge pondérée

Charge permanente mur + toit 16,5 kN/m 20,7 kN/m

Surcharge de neige 49,3 kN/m 74,0 kN/m

Charge totale 65,8 kN/m 94,7 kN/m

Charge permanente sur montant 10,1 kN 12,6 kN

Surcharge de neige sur montant 30,1 kN 45,1 kN

Charge totale sur montant 40,2 kN 57,7 kN

Tableau 3.1Résumé des charges axiales


Surcharges de vent sur le montant

p = qCeCgCp ± qCeCgiCpi A 4.1.8

Surcharge de vent pour la résistance q1/30 = 0,29 kPa A Annexe C

Surcharge de vent pour la flèche q1/10 = 0,22 kPa A Annexe C

Coefficient d’exposition Ce = 1,0 A 4.1.8.1

Coefficient de pression externe et coefficient de rafale CpCg = -2,0 e Figure B-8

Coefficient de rafale interne Cgi = 1,0 e Commentaire B

Coefficient de pression interne Cpi = ± 0,7 e Commentaire B

Charge prévue Charge pondérée

Pression pour la résistance 0.783 kPa 1.17 kPa

Pression pour la flèche 0.594 kPa S/O

Charge de montant pour la résistance 0.478 kN/m 0.717 kN/m

Charge de montant pour la flèche 0.362 kN/m S/O

Résistance des montants

Données de calcul de montants SelecTem™ 2,0E - Disponibles auprès de Tembec

Résistance à la flexion prévue fb = 42,7 MPa

Résistance au cisaillement prévue fv = 3,65 MPa

Résistance prévue à la compression parallèle au fil fc = 29,7 MPa

Résistance prévue à la compression perpendiculaire au fil fcp = 6,21 MPa

Résistance à la traction prévue ft = 29,0 MPa

Coefficient de dimensions pour la traction Kzt = 1

Module d’élasticité moyen E50 = 13 800 MPa

Module d’élasticité de 5ième centile (0,87E50) E05 = 12 000 MPa

Coefficient de dimensions pour la flexion Kzb = (305/d)0,15= 1,04

Tableau 3.2Résumé dessurcharges de vent


Coefficients de correction

Coefficient de résistance à la flexion φ = 0,9 a Supplément, 13.4.5

Coefficient de résistance au cisaillement φ = 0,9 a Supplément, 13.4.5

Coefficient de résistance à la compression parallèle au fil φ = 0,8 a Supplément, 13.4.5

Coefficient de résistance à la compression perpendiculaire au fil φ = 0,8 a Supplément, 13.4.5

Coefficient de résistance à la traction φ = 0,9 a Supplément, 13.4.5

Coefficient de durée d’application de la charge :

Combinaisons de charges avec vent KD = 1,15 a Supplément, 13.4.4

Toutes les autres combinaisons de charges KD = 1,00

Coefficient de partage des charges pour la flexion KH = 1,05 a Supplément, 13.4.4

Coefficient de longueur d’appui KB = 1,19 a 5.5.7

Coefficient de dimensions pour l’appui KZcp = 1,15 a 5.5.7

Résistance d’un montant de 44 x 235 mm de 7,62 m de longueur a Supplément, 13.4.5

Avec surcharges de vent :

Mr = φFbSKzbKL = 19,5 kN•m

Vr = φFv 2/3A

= 26,0 kN

Pr = φFcAKZcKc= 75,4 kN

Tr = φFtAnKZt= 290 kN (pour un élément avec un boulon de 1/2 po de dia.)

Sans surcharges de vent :

Mr = φFbSKzbKL= 17,0 kN•m

Pr = φFcAKZcKc= 72,5 kN

Q'r = (2/3) φFcpA'bKBKZcp= 59,8 kN

À la sablière, une plaque d’appui en acier de 16 000 mm2 est utilisée à l’appui des fermes.

A'b = mais ≤ 1,5 x 44 x 235

= 13 200 mm2

16000 44 235

2

+ ×( )


À la lisse basse, il est supposé que la charge axiale transmise par le montant est uniformément répartie à unangle de 45°, comme indiqué à la figure 3.4.

, mais ≤ 1,5 Lb1

= 15 500 mm2 > 13 200 Par conséquent, l’appui de la sablière régira le calcul.

Cas de chargement 1 – charges axiales seulement (1,25 D +1,5 L)

Pf = 57,7 kN par montant

Charges combinées :

La charge axiale pourrait ne pas être appliquée concentriquement et il a été supposé, de façon conservatrice,qu’elle est appliquée à 1/6 de la profondeur du montant à partir du centre du montant, créant ainsi unmoment, tel qu’illustré à la figure 3.5.

Le calcul doit considéré la valeur critique des cas suivants:

• le moment non-amplifié agissant au haut du montant, et

• le moment amplifié agissant au centre du montant

(Dans les tables de montants, le cas conservateur du moment amplifié agissant au haut du montant est considéré)

Dans le présent exemple, le cas critique est celui du moment amplifié agissant au centre du montant.

M'f =

= 1,13 kN•m par montant

La formule suivante est utilisée pour amplifier le moment créé par la charge excentrique.

≤ 1,0

M M PP

f f f

E

= ′ −

1

1

PP

MM

f

r

f

r+

12 6

Pd

f ×

′ = +

A b

L Lb

b b1 2

2

Figure 3.4Appui du montant sur la lisse basse

Montant

Lisse basse

45o

Lb2

Lb1


= 112 kN par montant

EsI = 657 x 109 N•mm2

Mf = 2,33 kN•m par montant

≤ 1,0

= 0,93 ≤ 1,0 (Acceptable)

Appuis à la sablière et à la lisse basse

Qf = 57,7 kN < 59,8 kN (Acceptable)

PP

MM

f

r

f

r+

PE I

KE

s

e

=( )π2

2l

Figure 3.5Charge excentrique,charge latérale etmoments sollicitantle montant

PfAxiale seulement Axiale + VentVent seulement

Pf

Pf Pfd/6d/6

M TOP = Pf d 6

l WfM MID = 1 Pf d 2 6

Wf l2

8Wf l

2

8 1 Pf d +

2 6


Cas de chargement 2 - charge axiale permanente plus surcharge de vent (1,25 D + 1,5 W)

Surcharge de vent pondérée (wf) 0,717 kN/m par montant

Charge axiale pondérée (Pf) 12,6 kN par montant

Moment maximum (M'f) au centre du montant

M'f =



Charge combinée :

≤ 1,0


Cisaillement :

V =

= 2,72 kN ≤ 26,0 kN (Acceptable)

Flèche :

Les finis muraux, ici panneau OSB et parement en bois de construction, ne sont pas sujets à la fissuration. Lecritère de flèche acceptable est 1/180 de la portée, soit 42 mm. La flèche est calculée à la mi-portée desmontants. Dans le présent exemple et selon les tables de montants de la Section 2, les flèches comprennentcelles créées par l’excentricité des charges axiales. Les flèches créées par les surcharges de vent et lescharges axiales sont amplifiées de manière à tenir compte de l’effet P∆. Ces hypothèses sont considéréesconservatrices quant au calcul de la flèche des montants.

Surcharge de vent prévue (ws) = 0,362 kN/m par montant

Charge permanente axiale prévue (Ps) = 10,1 kN par montant

∆T = flèche due au vent + flèche due à la charge excentrique

=

= 26,0 mm

∆A = flèche amplifiée pour tenir compte de l’effet P∆

= ∆T

= 28,6 mm < 42 mm (Acceptable)

1

1−

PP

s

E

5384 16

4 2wEI

P eEI

s sl l+

wf × l

2

PP

MM

f

r

f

r+

w

Pdf

fl2

812 6

+ ×


Cas de chargement 3 - charge permanente axiale + 0,7 surcharge axiale + 0,7 surcharge de vent [1,25 D + 0,7 (1,5 L + 1,5 W)]

Un coefficient de simultanéité des charges de 0,7 a été utilisé pour la surcharge de vent et la surcharge de neige combinées. A 4.1.3.2

Surcharge de vent pondérée (wf) 0,7 x 0,717 = 0,502 kN/m par montant

Charge axiale pondérée (Pf) 12,6 kN + 0,7 x 45,1 kN = 44,2 kN par montant

Moment maximum (M'f) au centre du montant

M'f =



Charge combinée :

≤ 1,0


Flèche :

Surcharge de vent prévue (ws) = 0,7 x 0,362 = 0,253 kN/m par montant

Charge permanente axiale prévue (Ps) = 10,1 + 0,7 x 30,1 = 31,2 kN par montant

∆T = flèche due au vent + flèche due à la charge excentrique

=

= 23,3 mm

∆A = flèche amplifiée pour tenir compte de l’effet P∆

= ∆T

= 32,4 mm < 42 mm (Acceptable)

Autres considérations :

1. Assurer que les murs sont contreventés latéralement pour prévenir le flambage selon l’axe étroit desmontants. Les parements à rainure et languette du mur extérieur, le revêtement intermédiaire OSB du murintérieur et les entremises pleine profondeur à 1,2 m procurent un contreventement adéquat. Pourinformations additionnelles sur le contreventement latéral, communiquer avec le fabricant des montants.

2. Dans le cas des segments de murs utilisés comme murs de cisaillement, assurer que tous les bords durevêtement soient appuyés sur les entremises. Les entremises à intervalles de 1,2 m procurent un appuide rive à tous les panneaux de murs de cisaillement.

Résultats :Utiliser des montants SelecTem™ 2,0E de 44 x 235 mm (1-3/4 x 9-1/4 po) espacés de 610 mm.

1

1−

PP

s

E

5384 16

4 2wEI

P eEI

s sl l+

PP

MM

f

r

f

r+

w

Pdf

fl2

812 6

+ ×


3.3 Calcul des assemblages de montantsLes assemblages montants/lisses basses et sablières doivent être conçus de manière à résister aux forces desoulèvement sollicitant les montants, ainsi qu’aux surcharges de vent créées par les pressions/succions devent agissant sur la face du mur. Pour le présent projet, des ancrages à montants spéciaux ont été créés pourles assemblages montant/lisse basse et sablière. L’ancrage de la sablière est illustré à la figure 3.6. Lesmontants SelecTem™ 2,0E possèdent la même densité relative que le Hem-Fir et Tembec recommanded’utiliser les valeurs de calcul des assemblages du Hem-Fir pour ce produit.


La charge de soulèvement pondérée à l’avant-toit (surcharge de vent - 0,85 charge permanente du toit)

Le soulèvement dû au vent critique interviendra à l’angle du bâtiment e Figure B-7

y = largeur de zone d’extrémité = 6,18 m

Zone d’extrémité

CpCg = -2,0 du côté du toit au vent= -1,0 du côté du toit sous le vent

Cpi = 0,7

Ce = 1,0

Soulèvement dû au vent à l’avant-toit

= 22,3 kN/m

Charge permanente pondérée à l’avant-toit

= 15,0 kN/m x 0,85= 12,8 kN/m

Soulèvement net à l’avant-toit

= 9,5 kN/m

Charge de soulèvement par montant

= 9,5 x 0,61= 5,80 kN

Surcharges de vent sur le montant

= charge de cisaillement du montant (page 31)= 2,72 kN

Figure 3.6Assemblagemontant/sablière

Tire-fond de 5/8 ø x 3 po de long

Tire-fond de 5/8 ø x 3 po de long

98 m

m

95 mm

Boulon ASTM A36 de 1/2 po de diamètre

Boulon ASTM A36 de 1/2 po de diamètre

5,80 kN


Résistance au soulèvement

Sablière raccordée à l’ancrage du montant au moyen de tire-fond

Deux tire-fond de 5/8 po de dia. x 3 po de longueur

Prw = P'rwLtnFK'JE h page 262

Longueur du filetage, Lt, dans la sablière h page 262

Lt = L/2 + 12,7 - pointe= 50,8 - 9,5= 41,3 mm

nF = 2

KD = 1,15 = K'

P'rw = 78 N/mm h page 262

Prw = 7,41 kN > 5,80 kN (Acceptable)

Ancrage de montant fixé au montant avec un seul boulon sollicité en cisaillement double parallèle au fil

Boulon de 1/2 po de dia.

Pr = P'rnsnFK'J' h page 250

Distance d’extrémité de l’élément = 98 mm = 7,71 dia. du boulon

JL = 1,0 à 10 dia. h page 239= 0,75 à 7 dia.= 0,81 à 7,71 dia.= J'

KD = 1,15 = K'

Pour un élément en bois de construction de 38 mm d’épaisseur, cisaillement double, plaque de jonction en acier

P'r = 3,42 kN h page 252

Pr = 6,37 kN > 5,80 kN (Acceptable)

Résistance aux pressions/succions de vent sollicitant le mur

Sablière fixée à l’ancrage de montant avec un seul boulon sollicité en cisaillement doubleperpendiculaire au fil

Deux tire-fond de 5/8 po de dia. x 3 po de longueur

Longueur de pénétration, Lp, dans la sablière

Lp = longueur du tire-fond - épaisseur de la rondelle et acier dans l’ancrage - pointe= 76 - 9 - 9,5= 57,5 mm

Pénétration standard = 159 mm h page 262

Réduction de résistance à cause d’une pénétration réduite= 57,5/159= 0,36

nFe = 2

nR = 1

KD = 1,15 = K'

Q'r = 5,61 kN h page 264

Qr = Q'rnFenRK' x 0,36= 4,65 kN > 2,72 kN (Acceptable)


Ancrage de montant fixé au montant avec un seul boulon sollicité en cisaillement double perpendiculaire au fil

Un boulon de 1/2 po de dia.

Distance d’extrémité de l’élément = 95 mm = 7,5 dia. > 4 dia. (Acceptable)

Qr = Q'rnsnFK'JR h page 250

ns = 2

nF = 1

KD = 1,15 = K'

Pour un élément de bois de construction de 38 mm d’épaisseur, cisaillement double, plaque de jonction en acier

Q'r = 1,49 kN h page 252

Qr = 3,43 kN > 2,72 kN (Acceptable)


1. Vérifier l’acier de l’ancrage de montant pour assurer que l’ancrage soit capable de transmettre les charges.

2. Vérifier également l’ancrage montant/lisse basse. Dans le cas du présent bâtiment, des ancrages similairesont été utilisés aux extrémités inférieures et supérieures des montants. Le poids des murs avantagel’assemblage à la partie inférieure du montant.

3. Les assemblages entre l’ossature de toit et la sablière doivent pouvoir résister aux charges de soulèvementet aux surcharges dues à la pression/succion du vent. Il faut également déterminer un parcours de chargepour assurer que la résistance aux surcharges dues à la pression/succion de vent, sollicitant la face dumur, soit assurée par le diaphragme de toit agissant dans le plan du revêtement intermédiaire du toit.

Résultats :Les assemblages d’ancrage des montants sont suffisamment forts pour résister au soulèvement dumontant et aux surcharges dues à la pression/succion du vent.

3.4 Calcul des murs de cisaillementLe Crestbrook Value Added Centre utilise unsystème de diaphragmes et de murs de cisaillementpour assurer la résistance aux charges latérales. Larésistance aux pressions et succions dues au vent,agissant sur les murs nord et sud du bâtiment, estassurée par les montants des murs d’extrémité quitransmettent la moitié de la surcharge de vent à lafondation et l’autre moitié au diaphragme de toit. Lediaphragme de toit joue le rôle de poutre profondeet transmet les surcharges de vent aux murs est etouest, le long des axes G et M. Les murs sur lesaxes G et M doivent être conçus comme des mursde cisaillement pour assurer qu’ils sont en mesurede transmettre, jusqu’à la fondation, les charges decisaillement, agissant au niveau de l’avant-toit.

3.4.1 Parcours des charges latérales et déversement

Il est pris pour hypothèse que la charge dediaphragme au toit est uniformément répartie le longdu dessus de la sablière. Cette charge est transmise àla fondation au moyen de segments de murs decisaillement. Le mur sur l’axe G est entièrementrevêtu de panneaux de lamelles orientées (OSB) etseules trois baies de porte en réduisent la résistanceau cisaillement - voir figure 3.7. Par conséquent, onpeut considérer que la plus grande partie du mur esten mesure de transmettre les charges latérales.

Par segment de mur de cisaillement on entend unepartie de mur de cisaillement, de constructionuniforme, formant un ensemble structural résistantaux forces latérales parallèles au plan du mur. Lessegments de mur, autour des baies, ne sont pasconsidérés comme faisant partie du mur decisaillement. En outre, une partie de mur, dont lahauteur est supérieure à 3,5 fois la longueur dusegment, est considérée trop étroite pour porter unecharge. Ceci signifie que le mur sur l’axe Gcomporte trois segments possibles de mur decisaillement, comme illustré à la figure 3.7.

Le revêtement intermédiaire du mur, cloué auxmontants, transmet la charge de cisaillement dudessus du mur au bas du mur. La résistance audéversement de chaque segment de mur est assuréepar les charges permanentes agissant sur le segmentde mur et par les membrures, aux extrémités dessegments, destinées à transmettre les forces detraction et de compression à la fondation. Lesmembrures tendues des murs de cisaillement doiventêtre retenues à la fondation par des assemblages.Dans la mesure du possible, la géométrie des murspeut être déterminée de manière à éliminer le besoind’ancrages de retenue.


Charges latérales

La réaction pondérée du diaphragme de toit, au murG, est 85 kN et résulte des surcharges de ventsollicitant la construction existante et le nouveau ValueAdded Centre. Le mur mesure 53,9 m de longueur etla charge de diaphragme uniformément répartie, lelong de la partie supérieure du mur, est de 1,58 kN/m.

Charges permanentes

Dans l’analyse des surcharges de vent, on peututiliser 85% de la charge permanente prévue pourassurer la résistance au déversement. Puisque lacharge permanente du toit a été prise en comptepour procurer la résistance au soulèvement dû auvent, elle ne sera pas mise à contribution dans lecas du déversement. Seule la charge permanente dumur sera prise en compte dans le calcul dudéversement.

Masse prévue du mur = 0,4 kPa

Hauteur du mur = 7,72 m

Masse pondérée du mur, à la base

= 0,85 x 0,4 x 7,72

= 2,62 kN/m


Figure 3.7Mur G montrant lessegments de mur de cisaillement

11,70 m

1 2 3

7,72 m

32,40 m

Force du diaphragme = 85 kN/53,9 m = 1,58 kN/m

5,50 m


Parcours de charges

Chaque segment de mur de cisaillement doit être pris en compte séparément. Pour la présente analyse, lessegments de mur de cisaillement sont de construction identique. Considérant leur faible rapport d’aspect, ilest pris pour hypothèse que la déformation sous cisaillement a la même rigidité par unité de longueur et quela charge de chaque segment est proportionnelle à la longueur du segment.

La figure 3.8 montre le diagramme de corps libre d’un segment de mur de cisaillement. Les panneaux revêtussurmontant les baies n’ont pas été pris en compte dans le calcul du mur de cisaillement, par mesureconservatrice.

De l’équilibre statique

Rf =

Sachant que :

Rf = Force de retenue (positive en traction, négative en compression)

Mdéversement est le moment de déversement = Vs x Hw

Mrésistant est le moment résistant = PD x Lw/2

Lw = Longueur du segment de mur de cisaillement

Hw = Hauteur du mur de cisaillement = 7,72 m

Vs = Charge sur le segment de mur de cisaillement =

VT = Charge de cisaillement totale sollicitant le mur de cisaillement = 85 kN

PD = Charge permanente totale pondérée sur le segment de mur de cisaillement = 2,62 kN/m x Lw

V

L

LTw

w∑

M ML

déversement résis t

w

− tan

Figure 3.8Diagramme de corps libre d’un segment de mur decisaillement

PD

Lw

Rf

Membrure Membrure

Hw

Vs


Option 1 – Mur de cisaillement en 3 segments

ΣLw = 11,7 + 32,4 + 5,5= 49,6 m

Longueur Moment de déversement Moment résistantLw Vs VsHw PD PDLw/2 Rf

Segment m kN kN•m kN kN•m kN

1 11,7 20,1 155 30,7 180 -2,14

2 32,4 55,4 428 84,9 1370 -29,1

3 5,5 9,42 72,6 14,4 39,6 6,00

Option 2 – Considérer que seuls les segments 1 et 2 résistent aux charges latérales

ΣLw = 11,7 + 32,35= 44,1 m

Longueur Moment de déversement Moment résistantLw Vs VsHw PD PDLw/2 Rf

Segment m kN kN•m kN kN•m kN

1 11,7 22,6 174 30,7 180 -0,51

2 32,4 62,4 481 84,9 1370 -27,4

L’option 2 ne nécessite pas de dispositifs de retenue. Fonder le calcul du mur de cisaillement sur l’option 2.


1. La sablière du mur de cisaillement doit être calculée comme un tirant afin de transmettre les charges decisaillement du diaphragme aux segments du mur de cisaillement. Voir section 3.4.5.

Résultats :Ne considérer que les segments 1 et 2 dans le calcul du mur de cisaillement.


3.4.2 Calcul des panneaux de cisaillement

Les panneaux de cisaillement sont en panneaux de lamelles orientées (OSB) d’une épaisseur de 9,5 mm clouéavec des clous communs de 2 po espacés de 150 mm sur les bords du panneau et de 300 mm aux appuisintermédiaires. Un panneau de contreplaqué cloué pourrait également être utilisé comme revêtement; lespanneaux de revêtement en OSB et en contreplaqué, de même épaisseur, ont une capacité équivalente commemur de cisaillement, lorsqu’ils sont cloués de façon identique (grosseur et espacement des clous). Lespanneaux sont appliqués horizontalement et les entremises procurent une surface de clouage à tous les bordsdes panneaux.

La capacité d’un mur de cisaillement est assurée par des clous de 2 po utilisés avec un revêtement de 7,5 mmet des clous de 2-1/2 po utilisés avec le revêtement de 9,5 mm. Ainsi, la capacité du mur de cisaillement estfonction de la résistance des clous et de celle du revêtement. La capacité du mur de cisaillement sera fonctionde la grosseur des clous. Baser la capacité du mur de cisaillement sur un panneau de revêtement de 7,5 mmet des clous communs de 2 po. Utiliser la capacité de l’ossature en Hem-Fir tel que recommandé par Tembec.

La résistance au cisaillement pondérée des segments de mur de cisaillement est 3,35 kN/m h page 473

Charge de cisaillement pondérée

= VT/ΣLw= 85/44,1= 1,93 kN/m < 3,35 kN/m (Acceptable)


1. Pour la construction des murs de cisaillement, on ne peut remplacer les clous communs par des clousposés au pistolet. Ces derniers sont généralement de plus petit diamètre et n’ont pas la même capacitéque les clous communs. Consulter le fabricant des clous posés au pistolet pour faire les ajustementsnécessaires à la capacité du mur de cisaillement.

3.4.3 Calcul des membrures principales

Généralement, les membrures principales de chaque segment des murs de cisaillement sont sollicitéesalternativement en compression et en traction tout dépendant de la direction de la charge latérale. Lesmontants sont habituellement doublés aux extrémités des segments de mur de cisaillement pour jouer le rôlede membrures. La membrure à double élément doit pouvoir résister aux forces agissant sur la membrure, auxcharges de gravité du toit et aux surcharges de vent sollicitant la face du montant.

Dans l’exemple donné ici, le mur ne nécessite pas de dispositif de retenue. Par conséquent, les membrures neseront sollicitées qu’en compression.

Force dans la membrure

Lors du calcul de la force de compression sollicitant la membrure du mur de cisaillement sous l’effet de laforce de cisaillement, il n’est pas nécessaire de tenir compte de la masse du mur. La résistance à la masse dumur est assurée par tous les montants du segment de mur de cisaillement. Le calcul des montants jouant lerôle de membrures doit cependant tenir compte des charges de gravité et de la pression/succion de ventagissant sur le montant.

Longueur utile de mur = Lw - 300 mm pour tenir compte de l’espace pris par les assemblages

Rfc = Vs x Hw/(Lw-300)

Segment 1 = 15,3 kN

Segment 2 = 15,0 kN

Résultats :Le revêtement de construction intérieur est un panneau OSB d’une épaisseur de 9,5 mm cloué au moyende clous communs de 2 po espacés de 150 mm sur les bords du panneau et de 300 mm aux appuisintermédiaires et procure une résistance adéquate au cisaillement créé par les charges latérales.


Calcul des montants

Pour ce qui est des montants jouant le rôle de membrures, vérifier leur capacité en tenant compte de lacharge axiale additionnelle due à la membrure. Vérifier la capacité d’un montant doublé au moyen des valeursde résistance de la section 3.2, cas de chargement 3 (page 32).

Surcharge de vent sur la face du montant :

Puisque le calcul tient compte des surcharges de vent agissant sur les différentes faces de la construction, utiliserla figure B-7 du Commentaire sur le calcul des structures - CNBC - vent soufflant sur le mur d’extrémité.

CpCg = 0,9 c Figure B-7

Vent plus neige :

wf = 0,424 x 0,7= 0,297 kN/m par montant doublé

Pf = 44,2 kN + 0,7 x 15,3 kN= 54,9 kN par montant doublé

Pr = 2 x 75,4= 151 kN par montant doublé

Mr = 2 x 19,5/1,05= 37,1 kN•m par montant doublé

Charge combinée :

≤ 1,0


Flèche :

ws = 0,150 kN/m par montant doublé

Ps = 31,2 + 0,7 x 15,3/1,5= 38,3 kN par montant doublé

∆A = 10,9 mm < 42 mm (Acceptable)


1. Les montants entourant les baies doivent être calculés de manière à pouvoir résister aux chargesadditionnelles sollicitant les baies - voir section 3.5.3 (page 48).

Résultats :Deux pièces SelecTem™ 2,0E de 44 x 235 mm (1-3/4 x 9-1/4 po) sont acceptables comme membrure demur de cisaillement.

PP

MM

f

r

f

r+


3.4.4 Calcul des boulons d’ancrage

Les boulons d’ancrage, qui fixent la lisse basse à la fondation, doivent être calculés de manière à pouvoir résister àla force de soulèvement due au vent sollicitant le mur, aux surcharges de vent résultant de la pression/succion duvent intervenant sur la face du mur et aux forces de cisaillement dues au vent du mur de cisaillement parallèles auplan du mur. Dans le cas présent, des boulons d’ancrage de 5/8 po de diamètre ont été utilisés avec unencastrement d’au moins 127 mm dans le béton. Les lisses basses SelecTem™ 2,0E ont la même densité relativeque le Hem-Fir et Tembec recommande d’utiliser les valeurs du Hem-Fir pour le calcul des assemblages.


Charge de soulèvement pondérée à l’avant-toit (page 33)

= (surcharge de vent - 0,85 de la charge permanente du toit)= 9,5 kN/m

Pression de vent (page 33)

= 2,72/0,61= 4,46 kN/m

Charges de cisaillement latérales le long du mur de cisaillement (page 39)

= 1,93 kN/m

Résistance au soulèvement

Plaques de répartition carrées de 70 x 70 x 6 mm d’épaisseur pour résister aux forces de soulèvementdues au vent

Vérifier l’appui des plaques de répartition sur la lisse.

Aire d’appui:

Qr = φFcpAbKBKZcp

Ab = 70 x 70 – π x 182/4= 4 650 mm2

KB = 1,13

KZcp = 1,15

Qr = 34,5 kN

Espacement des boulons d’ancrage pour résister au soulèvement :

= 34,5/9,5= 3,63 m

Résistance aux pressions/succions de vent agissant sur le mur

Lisse basse de 44 mm; boulon d’ancrage de 5/8 po de diamètre; lisse chargée perpendiculairement au fil

Calculer l’assemblage en prenant pour hypothèse que le bois et le béton possèdent la a 10.4.2.3même résistance d’encastrement et que le béton est deux fois plus épais que le bois.

Qr = φQunsnFJR

Sachant que :

φ = 0,7

ns = 1

nF = 1

JR = 1


Qu = qu(KDKSFKT)

qu est calculé selon 10.4.4.2 en utilisant a 10.4.4.2

l1 = 44 mm

l2 = 88 mm

f1 = 10,6 MPa

f2 = 10,6 MPa

Qr = 2,9 kN

Espacement des boulons d’ancrage en fonction des charges sollicitant la face :

= 2,9/4,46= 0,65 m (Déterminant)

Résistance aux charges de cisaillement latérales parallèles au mur

Lisse basse de 44 mm; boulon d’ancrage de 5/8 po de diamètre; lisse chargée parallèlement au fil

Calculer l’assemblage en prenant pour hypothèse que le bois et le béton a 10.4.2.3possèdent la même résistance d’encastrement et que le béton est deux fois plus épais que le bois.

Pr = φPunsnFJF

Sachant que :

φ = 0,7

ns = 1

nF = 1

JF = 1

Pu = pu(KDKSFKT)

pu est calculé selon 10.4.4.2 en utilisant a 10.4.4.2

l1 = 44 mm

l2 = 88 mm

f1 = 24,4 MPa

f2 = 24,4 MPa

Pr = 6,3 kN

Espacement des boulons d’ancrage en fonction des charges latérales :

= 6,3/1,93= 3,26 m

Ce sont les charges de face qui détermineront l’espacement des boulons d’ancrage. Espacer les boulonsd’ancrage de 0,61 m pour qu’ils correspondent à l’espacement des montants.


1. Il faut vérifier la résistance du béton aux forces sollicitant l’assemblage.

2. Lorsque les boulons d’ancrage sont largement espacés, la capacité en flexion de la lisse basse doit êtrevérifiée selon l’axe faible et selon l’axe fort.

Résultats :Utiliser des boulons d’ancrage de 5/8 po de diamètre, avec plaques de répartition de 70 x 70 mm, àespacement de 0,61 m.


3.4.5 Calcul des tirants

Le tirant est un diaphragme ou un élément périphérique de mur de cisaillement, parallèle à la force appliquée, dontle rôle est de reprendre les forces de cisaillement du diaphragme et de les transmettre aux segments du mur decisaillement. Généralement, c’est la sablière qui joue le rôle de tirant et ses assemblages doivent être calculés demanière qu’ils puissent résister aux forces de traction et de compression axiales agissant sur le tirant.

La partie sud de 8,8 m du mur G n’a pas été calculée comme un segment de mur de cisaillement. Parconséquent, la force de cisaillement du diaphragme, à l’extrémité sud du mur, doit être transmise auxsegments du mur de cisaillement à l’extrémité nord du mur. La figure 3.9 présente un diagramme illustrant lesforces agissant sur le tirant du mur G.

La force maximale sollicitant le tirant est 13,9 kN. Puisque la force de cisaillement peut provenir du nord oudu sud, elle peut être une force de traction ou une force de compression. La contrainte maximale de tractionou de compression d’une lisse simple est 1,35 MPa. Par observation, une lisse simple de 44 x 235 mm peutrésister à une telle force. Les éléments de la lisse doivent être joints pour assurer la continuité.

Figure 3.9Forces agissant sur le tirant du mur G

Force du mur de cisaillement = 85 kN/44,1 m = 1,93 kN/m

32,4 m11,7 m 1 m 8,8 m

Charge axiale pondérée 13,9 kN

Force du diaphragme = 85 kN/53,9 m = 1,58 kN/m


Calcul de l’assemblage de tirant

Décaler les joints aboutés dans chacune des sablières et clouer les sablières ensemble. Utiliser deux files de clous communs de 3-1/2 po.

φnu = 0,9 kN h page 234

KD = 1,15

Capacité par clou

= 1,0 kN

Nombre de clous/file

= 13,9/(2 x1)= 7

Espacer les clous de 300 mm.

Décaler de 2,1 m les joints aboutés de la sablière.


1. La sablière du mur sert souvent de membrure de diaphragme. Les joints aboutés de la sablière devraientêtre calculés en fonction de la force de diaphragme ou de tirant la plus critique.

Résultats :Calculer la sablière pour qu’elle joue le rôle de tirant. Décaler les joints aboutés d’au moins 2,1 m. Clouerles sablières avec 2 files de clous de 3-1/2 po espacés de 300 mm.

Figure 3.10Sablière calculéecomme un tirant

2,1 m (minimum)

2 files de clous de 3-1/2 po espacés de 300 mm


3.5 Calcul des éléments et des assemblages entourant la baie dans le murLes charges doivent être transmises autour des baies du mur. Leurs éléments et leurs assemblages énumérésci-dessous doivent être calculés en fonction des cas de chargement suivants :

Élément structural Considérations sur les charges

Linteau au-dessus de la baie charges de gravité au-dessus de la baie

charges de soulèvement au-dessus de la baie

pressions et succions du vent sollicitant la face du mur et la porte ou la fenêtre

Montant nain réactions de gravité du linteau

Montant poinçon charges d’un montant type

forces de la membrure si la baie est adjacente à un segment de mur de cisaillement

réactions latérales du linteau

réactions au soulèvement du linteau

Cet exemple de calcul portera surtout sur la baie de porte près de l’extrémité nord du mur G - voir figure 3.1.La baie mesure 1,04 m de large sur 1,88 m de hauteur. À cet endroit, le mur supporte des fermes de 41,8 mde portée et la baie est flanquée de segments de mur de cisaillement. La baie est suffisamment éloignée del’extrémité nord du bâtiment pour qu’on utilise les surcharges de vent réduites pour les éléments éloignés desangles du bâtiment.

3.5.1 Calcul du linteau et de ses assemblages

La figure 3.11 illustre la baie et son cadre. La résistance aux charges axiales et aux surcharges de vent est enpartie assurée directement par les montants adjacents à la baie. Le linteau doit résister aux charges dumontant qu’il supporte.

Le linteau est une pièce de LVL de 2 plis avec sablière de linteau en LVL - voir figure 3.11. Tous les élémentsdu linteau sont du SelecTem™ 2,0E de 44 x 235 mm.

Figure 3.11Ossature autour de l’ouverture

3 - 38 X 235 mm additionnels pour appui minimum des montants

Plis de linteau LVL

Sablière de linteau en LVL

2 linteaux de 44 X 235 mm

Montants nains

1 sablière de linteau LVL de 44 X 235 mm

Montants poinçons

Coupe

1,04 m

1,88 m


Calcul du linteau de 2 plis pour résister aux charges de gravité et aux charges de soulèvement

De la table 3.1 (page 26) :

Charge de gravité totale pondérée = 57,7 kN

Surcharge de neige prévue = 30,1 kN

Pour ce qui est de la charge de gravité pondérée agissant au point de chargement au centre de la portée:

Mf = 15,0 kN•m

KH = 1

Mr = 16,8/1,05 x 2= 32,0 kN•m > 15,0 kN•m (Acceptable)

Vf = 28,9 kN

KD = 1

Vr = 26/1,15 x 2= 45,2 kN > 28,9 kN (Acceptable)

Flèche

Ps = 30,1 kN

Portée = 1,04 m

∆ < 1 mm (Acceptable)

Vérifier l’appui

Réaction d’appui = 28,9 kN

Qr = φFcpAbKBKzcp a Supplément, 13.4.5.7.2

Largeur d’appui pour linteau à 2 plis

= 2 x 44= 88 mm

Supposer deux montants nains

Longueur d’appui

= 2 x 44= 88 mm

KB = 1

Kzcp = 1

Qr = 38 kN > 28,9 kN (Acceptable)

Charge de soulèvement pondérée loin de l’angle du bâtiment

= 4,0 kN/m x 0,61= 2,44 kN

Clouer le montant poinçon en bout aux linteaux de 2 plis au moyen de clous communs de 3-1/2 po.

Utiliser les valeurs de calcul des clous du Hem-Fir

Résistance par clou

Nr = φNuJF a 10.9.4.1


Coefficient de clouage en bout JE = 0,67

Surcharge de vent KD = 1,15

Nr = 0,69 kN

Deux clous requis - utiliser de préférence 2 clous par pli

Clouer en bout chaque pli de linteau avec 2 clous de 3-1/2 po.


1. Les plis des linteaux devraient être cloués ensemble conformément aux recommandations du fabricant.

2. Utiliser des éléments de remplissage pour assurer un appui complet à la sablière du linteau. Voir figure 3.11.

Sablière de linteau calculée de manière à résister aux pressions et succions de vent agissant sur la face du mur

Charges latérales - surcharges de vent loin de l’angle du bâtiment

CpCg = -1,75 e Figure B-8

Ce = 1,0

Cgi = 1,0

Cpi = ± 0,7

Charge pondérée pour les calculs de résistance = 1,07 kPa

Charge prévue pour les calculs de flèche = 0,54 kPa

Aire tributaire du linteau

= 7,62/2 x 0,61= 2,32 m2

Pour le calcul de résistance, la charge = 2,48 kN

Pour le calcul de la flèche, la charge = 1,25 kN

Pour la succion du vent intervenant à un point de chargement au centre de la poutre de 1,04 m de portée :

Mf = 0,64 kN•m

KH = 1

Mr = 19,4/1,05= 18,5 kN•m > 0,64 kN•m (Acceptable)

Vf = 1,24 kN

KD = 1,15

Vr = 26 kN (Acceptable)

Flèche

En utilisant une hypothèse conservatrice de

Ps = 1,25 kN

span = 1,04 m

∆ < 1 mm (Acceptable)

Résultats :Utiliser un linteau 2 plis SelecTem™ 2,0E de 44 x 235 mm. Appuyer le linteau sur deux montants nains àchaque extrémité. Clouer le montant poinçon en bout au linteau au moyen de 2 clous de 3-1/2 po par pli.


Réaction latérale de la sablière du linteau = 1,24 kN

Clouer le montant poinçon en bout aux linteaux de 2 plis au moyen de clous communs de 3-1/2 po.

Résistance par clou

Nr = 0,69 kN

2 clous requis

Clouer en bout avec 2 clous communs de 3-1/2 po.

3.5.2 Calcul des montants nains

Charge axiale pondérée/montant = 14,5 kN

Longueur du montant = 1,88 m

Pr pour montant de 1,88 m = 237 kN

Par observation, 2 montants nains à chaque bout du linteau sont suffisants.

3.5.3 Calcul des montants poinçons et de ses assemblages

Vérifier la capacité d’un double montant poinçon. Le montant poinçon doit être calculé de manière à pouvoirrésister aux charges de soulèvement et latérales combinées transmises par le linteau, et à la charge axiale etaux charges combinées dues aux surcharges de vent sollicitant la face du mur, les membrures du mur decisaillement et le linteau.

Le linteau se trouve au quart de la hauteur du montant. La charge latérale est 1,24 kN. Le moment additionnelprovoqué par la surcharge de vent agissant sur la face des montants, loin de l’ouverture, doit être prise encompte. Voir section 3.4.3 (page 39).

Mf = 1,76 + 0,424 x 7,592/8= 4,81 kN•m par montant doublé

KH = 1

Mr = 37,1 kN•m par montant doublé

Tf = 1,22 + 2,44= 3,66 kN par montant doublé

Tr = 2 x 290= 580 kN par montant doublé

≤ 1,0

= 0,14 < 1,0 (Acceptable)

TT

MM

f

r

f

r+

Résultats :Utiliser une sablière de linteau SelecTem™ 2,0E de 44 x 235 mm. Clouer le montant poinçon en bout à lasablière du linteau au moyen de 2 clous communs de 3-1/2 po par pli.


Vf = 0,75 x 1,24 + 2,48 = 3,41 kN par montant doublé

KD = 1,15

Vr = 2 x 26 par montant doublé = 52 kN (Acceptable)

Forces dues au vent, à la neige et à la membrure :

Mvent = 4,81 x 0,7= 3,37 kN•m par montant doublé

Pf = 44,2 kN + 0,7 x 15,3 kN= 54,9 kN par montant doublé

Pr = 2 x 75,4= 151 kN par montant doublé

Mr = 2 x 19,5/1,05= 37,1 kN•m par montant doublé

Chargement combiné :

≤ 1,0

= 0,52 (Acceptable)

Assemblage

Un assemblage double en acier, similaire à celui montré à la figure 3.6, a été conçu.Voir exemple, section 3.3 (page 33).

Capacité de l’assemblage à résister au soulèvement :

Capacité en arrachement des tire-fond = 7,41 kN

Capacité en cisaillement du boulon (élément d’une épaisseur de 38 mm) = 6,37 kN

Note : la capacité en cisaillement serait plus grande pour les montants doublés

Charge de soulèvement = 3,66 kN < 6,37 kN (Acceptable)

Capacité de l’assemblage à résister aux surcharges de vent sur la face du mur:

Capacité des tire-fond = 4,65 kN

Capacité en cisaillement du boulon (élément d’une épaisseur de 38 mm) = 3,43 kN

Note : la capacité en cisaillement serait plus grande pour les montants doublés

Charge latérale

= 2,48 + 0,93= 3,41 kN < 3,43 kN (Acceptable)

Résultats :Doubler les montants autour de la baie. Utiliser un ancrage de montant double pour résister ausoulèvement du montant et aux surcharges dues à la pression/succion du vent.

PP

MM

f

r

f

r+

3.6 Considérations non-structurales

3.6.1 Résistance au feu

L’installation de Crestbrook est classée comme unusage industriel de risque moyen, Groupe F, Division2. Tous les bâtiments du Groupe F, Division 2, deplus de 1 500 m2, doivent être dotés de gicleurs,quel que soit leur type de construction.

Selon CNBC 3.2.2.70, le bâtiment peut être deconstruction combustible. Le toit ne nécessite pasde degré de résistance au feu parce que le bâtimentest protégé par des gicleurs. Les murs ne requièrentpas de degré de résistance au feu, parce que le toitqu’ils supportent ne nécessite pas de degré derésistance au feu. Des essais de tenue au feueffectués au Centre national de recherches à Ottawaont démontré que les murs d’ossature en boispossèdent une résistance au feu identique ousupérieure à celle des murs à montants métalliquesrecouverts des mêmes finis.

Pour de plus amples informations sur la résistanceau feu des bâtiments en bois, consulter la publicationLa sécurité incendie dans les bâtiments du CCB. Lesexigences des codes relatives aux bâtiments peuventêtre établies au moyen du logiciel CodeCHEK, duCCB, que l’on peut télécharger gratuitement au siteweb : http://www.branchebois.org/ .

3.6.2 Résistance thermique

Comparé aux autres matériaux de construction, lebois est un bon isolant thermique. Sa structurecellulaire lui permet d’emprisonner l’air, ce quiexplique ses intéressantes propriétés thermiques.Les éléments d’ossature en acier sont conducteurs

de la chaleur et du froid et créent des pontsthermiques à travers les ensembles de mur. Cesponts thermiques réduisent la valeur-R efficace ou lavaleur isolante de l’ensemble.

Comme le montre la figure 3.12, les élémentsd’ossature métalliques abaissent la valeur-R efficacede l’isolant de la cavité de quasiment 50 pour cent,tandis que l’impact de l’ossature de bois est aussipeu que 10 pourcent. En d’autres mots, uneossature métallique constituée d’éléments de 2 x 6po nécessiterait l’addition de 51 mm (2,0 po) demousse isolante pour avoir la même valeur isolantequ’une ossature de bois à cavités isolées. Parconséquent, pour assurer le même rendementthermique, l’ossature métallique occasionne descoûts additionnels.

Dans ce cas-ci, l’isolant en nattes R-20 du murd’ossature de bois procure une valeur-R efficace deR-18. Une ossature d’acier, constituée de montantsmétalliques non porteurs de 2 x 4 po, avec unisolant en nattes R-12 et 2 po de mousse EPS(polystyrène expansé) aurait une valeur-R efficaceinférieure, soit R-15, même si les coûts d’isolationétaient plus grands. La valeur-R plus faibleaugmenterait les coûts de chauffage du bâtiment.

Pour de plus amples informations, consulter lapublication Performance thermique des systèmes àossature légère du Conseil canadien du bois, àl’adresse http://www.cwc.ca/.


Figure 3.12Ossature de bois vsossature d’acier -Valeurs isolantesefficaces

2x4 sans EPS

Montants en boisMontants en tôle d’acier

Source : Code national de l’énergie pour les habitations 1995

25

20

15

VA

LEU

R -

R e

ffica

ce

10

5

02x6 sans EPS 2x4 1 po EPS 2x6 1 po EPS 2x4 2 po EPS 2x6 2 po EPS

A 3.2.2.70

Cahier pratique - Calcul des murs d’ossature de grande · PDF fileCahier pratique -...

Documents

Transcript of Cahier pratique - Calcul des murs d’ossature de grande · PDF fileCahier pratique -...