BELLAMINE

Bonsoir Un dessin d'illustration pour mieux comprendre votre descriptif est le bienvenu ...

"Il y a aussi le fait de faire des ouvertures qui risque d'affaiblir la section" Il suffit de renforcer les endroits sciés après soudure par des pièces métalliques soudés et collées (colle spéciale métal) sur le tube ayant la forme d'une coquille dont le rayon de courbure égale au rayon extérieur du tube

Re bonjour "Nous allons aussi effectuer un test pratique de remplissage et de chargement pour confirmer." Attention : ce test doit obligatoirement se réaliser en effectuant des mesures en instantanée (durée d'application de la charge < 24h en prenant en considération dans les calculs théoriques les modules de déformation en instantanée) et éventuellement en différé (durée d'application de la charge au moins 7jrs en prenant en considération dans les calculs théoriques les modules de déformation en différé) ...

Bonjour Il suffit pour cela de prévoir des anneaux perforés et soudés à l'intérieur du tube métallique pour guider le câble de précontrainte au centre de la section du tube métallique à remplir ensuite par un coulis d'injection. Ou encore des pièces métalliques de forme rectangulaire (une lame) perforée où la plus grande dimension du rectangle est égale au minimum au diamètre extérieur du tube à chaque emplacement. Vous sciez ensuite à chaque emplacement le tube de part et d'autre d'une largeur égale à celle de la lame métallique. Vous introduisez la lame dans le tube en calant son trou de perforation au centre du tube métallique ensuite l'opération de soudage, introduction du câble de précontrainte le long du tube via les trous de perforation, mise en tension et enfin coulis d'injection. Cdlt

bonsoir Une autre solution que vous pouvez envisager avec le remplissage en béton est de penser à la précontrainte par prétention !!! ... Cdlt

Première formule : σp = Mp / (β1 * As * d) Deuxième formule : σp = [15 * Mp * (d - y1)] / I En égalant les deux on a : β1 = I / [15*As*d*(d-y1)]

Bonsoir 1- "Puis je recalcule les contraintes précédemment calculées à partir de la formule du moment d'inertie Ix, mais cette fois avec : σp = Mp / (β1 * As * d) par exemple pour la charge Pels Unités Mp en [kN.m] x 10E3 ; β1 sans unité ; As en [cm²] x 10E4 ; d en mm ==> pour un résultat σp en MPa." 1Mpa = 10E3 KN/m² = 10E3 KN.m/m3 ==> Mp /(β1 * As * d) avec As et d en m ou encore As en [cm²]x10E4 et d en [mm]x10E3 Donc finalement pour les unités : Unités Mp en [kN.m] ; β1 sans unité ; As en [cm²] x 10E4 ; d en mm ==> pour un résultat σp en MPa Faut pas multiplier Mp en [KN.m] par 10E3 !!!! 2-Je calcule les contraintes associées σi à chaque type de charge : par exemple : σp = [15 * Mp * (d - y1)] / I ; où d est la hauteur utile, I le moment d'inertie selon "x" (ou y) et y1, la position de l'axe neutre. Unités Mp en [kN.m] x 10E3 ; d et y1x en mm ; Ix en [cm²] x 10E4 ==> pour un résultat en Mpa" Attention l'inertie Ix est exprimée en [m4] ou alors en [cm4] x 10E8 !!!!! 1Mpa = 10E3 KN/m²=10E3 KN.m²/m4 ==> σp = [15 * Mp * (d - y1)] / I Donc finalement pour les unités : Mp en [kN.m] ; d et y1 en mm ; Ix en [cm4] x 10E2 ==> pour un résultat σp en MPa. Cdlt

Faut mieux augmenter la largeur de la poutre à 45cm et de réduire la retombée à 50cm. ET ce n'est qu'un prédimenssionnement après DDC faut vérifier...

Un linteau simple supportera les charges statiques descendantes. En conception parasismique en plus des charges statiques descendantes il y a les efforts dus au séisme horizontal (dans les deux direction) et vertical. En tenant compte de ces efforts cela revient à encadrer le percement (fenêtres par exemple) dans le mur en maçonnerie par quatre linteaux de chaque coté donc un cadre en BA.

C'est à dire ? Pour mémoire : en zone sismique il est interdit d'utiliser des linteaux simples plutôt des cadres en BA

L'ancrage des appuis d'un linteau de part et d'autre est au minimum de 20cm cad L2 >= L1 +0,40m d'où L2² >= (L1+0,4)²=L1²+(0,8L1+0,16) et par conséquent M2 >= M1 +q(0,8L1+0,16)/8 ==> M2/M1 >= 1+(0,8L1+0,16)/L1² Examinant le terme (0,8L1+0,16)/L1² pour L1 = 1; 1,5 et 2m Pour L1 =1m ==> 0,96; M2/M1 >= 1,96; M2 est presque le double de M1 Pour L1 =1,5m ==> 0,60; M2/M1 >=1,60 Pour L1 =2m ==> 0,44; M2/M1 >=1,44 Donc la portée totale est plus défavorable que celle entre nu!!!

Bonjour Tout d'abord sur quoi vous allez appuyé cette poutre ? Faut créer des poteaux d'extrémités qui auront tout les deux (ensemble) la même rigidité que celle du mur porteur... Si par exemple le mur porteur est constitué d'un matériau de module l'élasticité Em et d'inertie dans les deux directions Imx et Imy sa rigidité dans les deux directions est Kmx = Emx.Imx et Kmy =Em.Imy Pour les poteaux leurs rigidités dans les deux directions est Kpx=Ep.Ipx et Kpy =Ep.Ipy avec Ep module de déformation du matériau constituant les poteaux et Ipx, Ipy l'inertie (homogénéiser pour BA) des poteaux dans les deux directions. L'objectif est d'avoir 2Kpx =Kmx et 2Kpy =Kmy Si vous arrivez à satisfaire ces deux conditions cela ne change en rien le comportement du modèle de calcul dynamique initiale.

Pour une charge q uniformément répartie sur le linteau. Soient L1 la portée entre nu et L2 la portée totale. Le moment fléchissant max à mi-portée vaut : Pour L1 ; M1 = qL1²/8 de même pour L2 ; M2 = qL2²/8 et puisque L2 >L1 donc M2 > M1 de même pour l'effort tranchant...

Bonjour Si le linteau repose à ses extrémités sur de la maçonnerie généralement en briques pour les façades exposées faut prendre comme portée de calcul toute la longueur du linteau. Dans le cas contraire la portée entre nu suffira. Mais rien ne vous empêche pour plus de sécurité de prendre la longueur totale Cdlt

Bonjour C'est tout simplement un dispositif de continuité des lisses au niveau des joints de chaussée qui consiste à transmettre les chocs sur le garde corps au delà des joints de chaussée tout en gardant le mouvement libre des joints de chaussée à cet endroit. L'effort d'un choc de véhicule sur un garde corps de 10ml par exemple est moins important que dans le cas d'un garde corps de 5ml. D'où la nécessité de prolonger les lisses au delà du joint de chaussée. Regarde la norme P98-421 pour de plus amples détails Cordialement

Bonjour Dans un document publié ailleurs, j'ai lu que dans le cas d'un ouvrage à poutres multiples ne comportant que des entretoises de rive, le calcul des rigidités unitaires à la flexion et à la torsion des entretoises roh_E ne prend pas en considération la présence des entretoises de rive car d'après son auteur "le hourdis (dalle de platelage) fait office et tient lieu d'entretoises". Personnellement, je trouve que c'est une belle approche, mais sous réserve des points suivants : 1- le fait de ne pas prendre en considération les rigidités unitaires des entretoises de rive, roh_E diminue, et par conséquent, le rapport roh_P/roh_E augmente ! Or d'après les auteurs de la méthode de GMB dans leur ouvrage "calcul des grillages de poutres et dalles orthotropes" page 248, plus ce rapport est grand plus l'erreur sur la valeur du coefficient de répartition transversale est grave ! 2- donc si nous voulons ne pas tenir en compte des entretoises de rive dans l'évaluation de la rigidité unitaire roh_E nous somme obligés à revoir les expressions des coefficients de répartition transversale en tenant compte de l'influence non négligeable du rapport roh_P/roh_E Autre remarques à toutes fins utiles : 1- j'insiste sur la problématique de la notion de largeur active et positions actives, car selon l'exemple de 5 poutres dans l'ouvrage de GMB page 256, les extrémités libres de la largeur réelle +-B correspondent à +-0.8b pour la largeur active 2b du modèle de calcul théorique. Or, My(x,y=+-B)=0 alors que My(x,+-0.8b) est différent de zéro, donc une contradiction sur les conditions aux limites des bords libres du tablier. 2- le calcul longitudinal est généralement ou plutôt couramment et systématiquement fait avec la portée biaise réelle de l'ouvrage. Donc le développement de la charge en série de FOURIER doit normalement se faire sur la portée réelle biaise, tout en cherchant la correspondance pour le modèle de calcul théorique de GMB de la dalle isostatique droite équivalente. Cordialement

Bonsoir Pour la justification de la variante section tubulaire rempli en béton sous réserve de l'adhérence parfaite entre le béton et l'acier de la tige tubulaire : on note , Ea : module de déformation de l'acier de même Eb celui du béton; n = Ea/Eb : coefficient d'équivalence acier/béton égal approximativement à 15 Sa : la section d'acier de la tige tubulaire de même Sb : la section du béton de remplissage et S = Sa+Sb D_int_S : double intégrale sur la section S de même pour Sa et Sb D_int_Sa et D_int_Sb Sigma : contrainte de compression ou de traction roh : rayon de courbure Eps : déformation relative y : fibre située à une distance y par rapport au centre de gravité de la section homogénéisée. Dans notre cas c'est le centre du cercle de la section tubulaire D'après la théorie relative aux poutres homogènes avec la conservation des sections planes on a : Eps(y) = -y/roh Loi de Hooke : pour Sa on a Sigma_a(y) = Ea.Eps(y) = -yEa/roh de même pour Sb; Sigma_b(y) = Eb.Eps(y) = -yEb/roh Moment fléchissant : M = -D_int_S[y.sigma(y).dS] = D_int_Sa[y.sigma_a(y).dSa] + D_int_Sb[y.sigma_b(y).dSb] d'où M = (Eb/roh).{D_int_Sb[y^2.dSb]+n.D_int_Sa[y^2.dSa]} or D_int_Sb[y^2.dSb]+n.D_int_Sa[y^2.dSa] n'est autre que le moment d'inertie de la section homogénéisée en béton que nous noterons I_hb Finalement on a : M = Eb.I_hb/roh d'où 1/roh = M/(Eb.I_hb) et par conséquent, Sigma_a(y) = -Ea.y.M/(Eb.I_hb) = -n.y.M/I_hb : contrainte dans la section homogène x coefficient d'équivalence n de même Sigma_b(y) = -yEb/roh = -y.M/I_hb : contrainte dans la section homogène La rigidité ou raideur pour l'évaluation de la flèche à l'extrémité de la console vaut : K = Eb.I_hb Maintenant faut comparer K relatif à la section rempli en béton avec K' = Ea.I_a de la section tubulaire initiale avant remplissage !!! Si K est supérieure à K' c'est bon dans le cas contraire la variante remplissage en béton est à proscrire Voilà toutes les informations techniques de justification Bon courage

Bonjour Je complète : 1- le présent sujet ne concerne que les ouvrages à poutres multiples à biais géométrique modéré ! phi supérieur ou égal à 70° ou peut être 80°; 2- le calcul du moment de flexion longitudinal moyen, en assimilant le tablier à une poutre, se fait dans la pratique courante avec la portée biaise !. Donc suivant l'axe longitudinal principal de circulation des convois sur l'ouvrage; 3- l'axe orthogonal au principal de circulation des convois n'est autre que celui qui correspond à la largeur droite de l'ouvrage; 4- en conséquence à cela, les rigidités unitaires de flexion et de torsion devront normalement se faire dans les deux directions orthogonales précitées à savoir : l'axe principal de la portée biaise et celui qui lui est perpendiculaire correspondant à la largeur droite de l'ouvrage; 5- donc pour les rigidités à la flexion et à la torsion des entretoises et suivant direction de la coupe longitudinale de la portée biaise nous somme donc obligés de multiplier les dimensions des longueurs de la section droite par sinus(phi); 6- cela ne change en rien pour la rigidité unitaire en flexion puisque les dimensions en hauteur ne sont pas influencées par le biais. C'est juste une multiplication et une division par sinus(phi); 7- par contre pour la rigidité unitaire à la torsion cela change considérablement ! @philkakou@breton2250 qu'es ce que vous en pensez ? Merci

Bonjour Avant de penser à la solution de remplissage du tube en béton en supposant que l'adhérence entre les deux après mise en œuvre est maintenue. Faut d'abord évaluer le moment d'inertie de la section homogénéisée et de comparer ce dernier au moment d'inertie de la section initiale tubulaire. Ce qui revient à comparer les rigidités ou raideurs des deux pour voir es ce qu'il y a un gain de rigidité ou pas et de combien en optant pour la solution de remplissage en béton. Si vous utiliserez un autre matériau composite autre que le béton, vous aurez des difficultés pour évaluer le coefficient d'équivalence acier/matériau_ composite pour l'évaluation de la section homogénéisée. Alors que pour le béton nous savons que ce coefficient et de l'ordre de 15. Cdlt

Bonjour à tous Pour un pont biais à poutres multiples, Si les rigidités unitaires à la flexion et à la torsion des poutres sont évaluées suivant une coupe droite (largeur droite) du tablier. Suivant qu'elle coupe "portée droite ou portée biaise" peut-on évaluer les rigidités unitaires de flexion et de torsion des entretoises ? Je sais que nous pouvons s'affranchir à ce pb de biais, en réalisant un ouvrage mécaniquement droit, tout en conservant le biais de franchissement géométrique en réalisant des lignes d'appuis perpendiculairement aux poutres longitudinales avec le recourt à des piles-marteaux. Mais, comme dit avant, si nous voulons garder le biais géométrique, suivant qu'elle coupe alors peut-on évaluer les rigidités unitaires à la flexion et à la torsion pour les entretoises ? Merci

Il suffit de créer un suspend : 1- prolonger le poteau (environ 1 ou 1,50m) de l'extrémité gauche de la console 2- deux câbles reliés à l'extrémité du poteau prolongé. Le premier à accrocher en tête libre console à droite et l'autre à l'extrémité de la poutre tubulaire continue à gauche. Comme ça le poids de la bâche sera transmis par les deux câbles au poteau prolongé ensuite de celui là vers les fondations.

Un petit dessin même à main levée pour comprendre votre problématique est le bienvenu...

Une autre solution plus efficace et moins coûteuse à la réalisation consiste à augmenter le rendement de la section tubulaire en acier en augmentant son diamètre.

Bonjour Ici à part la question de logiciel. Pour qu'on puisse appliquer la théorie des poutres faites de matériaux différents pour une section tubulaire en acier remplie en béton à savoir : satisfaire la condition d'adhérence du béton de remplissage avec le tube en acier empêchant tout glissement entre les deux. Si cette condition n'est pas satisfaite le béton à l'intérieur n'est qu'une charge permanente supplémentaire qui n'a aucun effet sur le processus de déformation du tube en acier. Cdlt

Bonjour Cuvette d'ascenseur, au pied d'une gaine d'ascenseur, petite fosse contenant des amortisseurs et des éléments du mécanisme d'entraînement. Hauteur minimale variable en fonction du type d'installation et du fournisseur. C'est ce dernier (fournisseur) qui pourra vous répondre à cette question.