GUISSET

Bonjour j ai rencontré ce problème le mois dernier. Une alternative à la démolition est de reprendre la base du poteau plus l élément en dessous sur 20 à 30 cm, de vérifier que les armatures sont bien en place et de venir couler un beton fibré sans retrait salutations

Bonjour, il faut considérer que les éléments secondaires sont soumis en plus de leurs charges gravitaires à des déplacements imposés par le séisme et les vérifier avec les flexions induites par ces déplacements,; en première approche, si vous considérez que les extrémités de votre élément secondaire vertical sont parfaitement encastrées, alors vous calculez le moment sous l'effet du déplacement différentiel entre le haut et le bas de l'étage, en fonction de l'inertie (voir RDM). Puis vous justifiez votre élément en flexion composée. salutations

bonjour, non, m est le nombre d'éléments à stabiliser. dans votre cas, cela vaut 1 et on rejoint les pratiques anciennes salutations

Bonjour, la réponse, pour le métal, se trouve dans l'Eurocode 3 article 5.3.3, voir notamment le point (4) qui donne une valeur de l'effort de "contre-flambement" : α m N Ed /100 Salutations

Bonjour, la situation est assez bien résumée par elninhyo. Les règles demandent toujours de prolonger et d'ancrer un minimum d'aciers inférieurs sur appui, y compris intermédiaire. Attention cependant au raisonnement qui suppose que les charges sont transmisent aux appuis par une voûte unique en l' absence d'armatures d' effort tranchant, dans ce cas on a une voûte surbaissée en béton qui est sous tendue par les àrmatures inférieures. En effet, suivant ce schéma on obtient bien un effort dans les aciers égal à Mmax/ z avec z = distance entre aciers et centre de gravité de la voûte MAIS la différence provient du fait que cet effort règne dans les aciers jusqu'aux appuis et donc cela signifie que les aciers doivent être prolongés et ancrés en TOTALITÉ dans les appuis, alors que ce n'est pas ce que demande les règlements... salutations

Bonjour, A1 - comportement dissipatif ne signifie pas nécessairement grandes déformations, tout dépend de la rigidité relative de la partie métal et de la partie béton; il n'est pas exclut qu'après égalisation des déplacements, des zones de la partie métallique soient au dela de la limite élastique (rotules plastiques par exemple) alors que le béton reste plutôt en comportement essentiellement élastique. A2 - la démarche est explicitée, il faut cependant que votre logiciel vous donne les énergies potentielles. A3 - je ne crois pas : il s'agit de concevoir la toiture C.M. à comportement non dissipatif, d' où la multiplication par QAB pour obtenir Q=1, pour éviter par exemple le "coup de fouet" ; mais d'autres conceptions sont possibles. Salutations

Bonjour, voir ici : http://www.graitec.com/fr/download/GRAITEC-EXPERT-Utilisation-coefficient-de-comportement.pdf Salutations

Bonjour, Les dalles et les semelles de fondations sont des éléments relativement minces et on les dimensionne en général pour éviter justement de devoir mettre des aciers verticaux de cisaillement ou de poinçonnement, pour ne pas compliquer et ralentir la mise en oeuvre. Tout cela est à justifier en fonction de votre règlement de calcul. Salutations

bonsoir, le coefficient BETA des PS92 est effectivement fait pour le calcul des actions des sous-systèmes, c'est une manière (très voir trop) simplifiée de calculer le spectre de plancher. Le problème est que le domaine d'application n'est pas spécifié dans la norme et qu'en fait il faut le réserver à des sous-structures "modestes" (en masse et en taille, donc pas un étage complet) vis à vis de la structure principale... Il n'y a pas d'équivalent dans l' Eurocode 8 (à juste titre), il y a seulement des prescriptions pour les éléments non structuraux ( 4.3.5 Eléments non structuraux ). Salutations

bonjour, voir ici : http://www.steelconstruction.info/index.php?title=Special:ImagePage&t=Sci+p385.pdf salutations

Bonjour, Tout dépend de votre ossature métallique : s'il s'agit d'une simple toiture métallique, elle a du logiquement être pris en compte (éventuellement de manière simplifiée) par l'ingénieur béton et alors il peut vous transmettre les efforts sismiques sur votre structure; mais s'il s'agit d'une superposition: structure béton + structure métallique , avec une structure métallique sur un niveau ou plus, alors la dissociation entre les études béton et métal n'est plus possible : il faut faire un modèle unique intégrant béton + métal. A la limite, vous pouvez passer par les spectres de transfert mais ce n'est pas simple en général... bon courage Salutations

Bonjour, Il est vrai que sur ce point, l'ouvrage sur lequel vous vous appuyez n'est pas très explicite... Pour répondre à votre question, il faut distinguer les justifications à l'ELU et celles à l' ELS, la valeur MUlim = 0.372 correspond à la limite sans aciers comprimés à l' ELU uniquement, c'est à dire à la limite entre zone élastique et palier plastique du diagramme des aciers : De cette manière les aciers sont utilisés à leur capacité maximale. Mais cette limite ne garantit pas dans le cas général que la vérification de la limite de compression à l'ELS (soit 0.6 Fc28) sera satisfaite. Au contraire, la plupart du temps, le respect implicite de la limite en ELS se traduit par des allongements d'aciers plus grands en ELU : Et donc, ce respect de la limite en ELS, se traduit par une limite de MU en ELU plus faible que 0.372; c'est le fameux MU limite ultime réduit qui n'est pas simple à calculer dépendant notamment de THETA, Fc28, Fe et du rapport Melu/Mels. On voit donc que le moment MUlim réduit (point L) est inférieur au MUlim (point S) : Donc concernant le "risque" : 1/ soit vous calculez d'abord à l'ELU avec Mulim = 0.372 puis vous vérifiez les contraintes à l'ELS 2/ soit vous calculez à l'ELU uniquement mais avec MUlim réduit On s'aperçoit que la méthode 2 permet donc d'économiser la vérification en ELS (pour la fissuration non préjudiciable) Salutations

Bonjour, il s' agit de limites "arbitraires" : Salutations

Bonjour, Votre question ne se réduit pas simplement à la recherche de la longueur de flambement de votre poteau. En effet, il faut tout d'abord classer votre structure en structure souple ou rigide, puis voir si et comment prendre en compte les effets du second ordre; dans certains cas, ceux-ci peuvent être pris en compte dans l analyse globale et/ou dans l analyse individuelle des poteaux, si vous ne parvenez pas à déterminer la longueur de flambement des poteaux, et cela arrive, il faut envisager une analyse non linéaire au second ordre. Bon courage

Bonjour, Avec Robot, dans le module Dimensionnement métal, vous pouvez créer une pièce comprenant les barres 2 et 4, et Robot la traitera comme une barre unique. je préférerais communiquer en privé mais comme je ne suis pas contributeur je vous propose, en respect avec la charte du forum, de donner votre adresse et je vous répondrais. Salutations

Bonjour, vous calculez le poids total de votre escalier, puis vous le divisez par votre portée de calcul. Cela revient au même et vous permettra de mieux comprendre. Salutations

Bonjour, attention à la méthode de jugement d'expert SOFA pour le calcul des chevilles Salutations

Bonjour, effectivement : voir ci-dessous pour en faire profiter tout le monde Les méthodes en question sont généralement regroupées sous le terme de théorie de la fiabilité. La démarche générale est la suivante : • identifier l'ensemble des paramètres influençant l'expression du critère d'état limite, • étudier statistiquement la variabilité de chacun de ces paramètres considérés comme souvent (mais pas toujours) stochastiquement indépendants, • en déduire leur fonction de probabilité, • calculer la probabilité que le critère d'état-limite ne soit pas satisfait, • comparer la probabilité obtenue à une probabilité limite admise au préalable. Bien que séduisante sur le plan théorique, la théorie de la fiabilité est limitée par de nombreux facteurs : • certaines données sont difficilement mesurables, • les données statistiques nécessaires sont souvent inexistantes, • les calculs de probabilité deviennent rapidement insurmontables ou pour le moins difficiles en contexte d’ingénierie classique Ces considérations sont déterminantes pour situer les limites du probabilisme. Elles impliquent en particulier que les probabilités dont on parle souffrent de n'être que des estimations de fréquences (généralement non observables), basées sur un ensemble évolutif d'informations partielles. Elles résultent également d'hypothèses (choix d'un type de distribution par exemple) qui les rendent conventionnelles. Á cause de ces raisons, il est souvent nécessaire, en absence de données suffisantes, de substituer aux probabilités observées à partir des statistiques, des probabilités conventionnelles liées à l'adoption de lois de distribution types (lois de Gumbel, de Weibull, lognormales, exponentielles, normales,...). Voir les annexes de l'Eurocode 0 pour plus de détails. Salutations,

Bonjour, Merci Montabone pour tous ces programmes qui sont très utiles pour le calcul des courbes d'interaction et devraient bien profiter aux ingénieurs béton... Concernant les demandes de maroko123 , les réponses et bien d'autres figurent dans l'excellent traité de béton armé de Perchat : Salutations

Bonjour, http://www.egfbtp.com/technique/programmes-calcul-beton-arme-0 voir prog 152 et 167 Salutations

Bonjour, Vous parlez des diagrammes d’interaction en flexion composée réalisés avec des logiciels spécifiques ou bien des feuilles "maison" pour ne pas dire Excel ? Connaissez vous des logiciels qui permettent de modifier la courbe contrainte/déformation du béton et/ou des aciers ? Salutations

Bonjour, dans certains cas, c'est possible, notamment à l'ELS :

Ci-joint extrait du livre de Paillé

Bonjour, mes réponses aux questions : 1/ car l'ELS CAR est ce qui est le plus élevé en restant en ELS 2/ CAR : caractéristique ; QP: quasi permanent; il s'agit des combinaisons , voir EC0 art 6.5.3.(2) La combinaison caractéristique est normalement utilisée pour des états-limites irréversibles. La combinaison quasi-permanente est normalement utilisée pour des effets à long terme et l'aspect de la structure. 3/ voir réponse en vert précédente 4/ car les surcharges Q (ou du moins une partie) ne sont pas considérées comme de longue durée d'application et donc ne sont pas influencées par le fluage 5/ bonne question ! en fait, même si elles facilitent le calcul, les formules du genre σ s < 1 000 w max ne sont pas toujours valables et ne font pas l'objet d'un consensus européen... Salutations, Laurent Guisset

Bonjour, Effectivement, le CM66 ne traite pas les sections non doublement symétriques au déversement, je vous propose deux solutions : rigoureuse : calculer le moment critique de déversement à partir de l'annexe I de l' Eurocode 9 puis appliquez l' Eurocode 3 très simplifiée : isolez la semelle comprimée du reste de la section et calculez le coefficient de majoration suivant le CM66 comme un flambement dans le plan de la semelle entre points de tenue au déversement Salutations,