BELLAMINE

Re bonjour Le schéma de l'assemblage que vous avez présenté fait ressortir un excentrement de l'axe vertical principale de l'UPE par rapport à celui de l'IPE qui va donner un moment de torsion et de déversement de l'IPE. Cordialement

Bonjour Ici l'effort rasant gEd(z) est vectoriellement orienté vers l'axe des Z. C'est un effort rasant les boulons dans leur sens longitudinal (suivant z) + l'épaisseur des membrures UPE et IPE. Alors ce que nous cherchons et déterminant pour les boulons est l'effort rasant des boulons dans leur sens transversale cad dans la direction des X. Effort rasant diamétralement les boulons (coupant le diamètre des boulons). La seule personne dans cette discussion qui a compris la problématique est @FRIDJALI Cordialement

Re bonjour la section droite des profilés ne fait pas 1 mètre linéaire. De plus la formule de Jourawski donne une valeur de contrainte exprimée en t/m2. Et pourquoi dans votre expression le moment statique pour l'UPE seulement alors que l'inertie est pour les deux ? A justifier ...

Bonjour Deux autres façons d'évaluation à savoir : 1) en tenant compte du gauchissement des sections droites de chacun des profilés ==> formules de Bresse.... 2) en assimilant le comportement des deux profilés comme celui du fonctionnement d'un ressort à lames...

Le plan de frottement ou de glissement entre les deux profilés n'a rien à voir avec le plan de cisaillement dû à l'effort tranchant pour lequel Jourawski a donné sa formule.

Re Bonjour Selon les formules fondamentales pour le calcul des contraintes tangentielles dues à l'effort tranchant en RDM : Formule de JOURAWSKI. La contrainte de cisaillement à un niveau y à partir de l'axe neutre d'une section transversale vaut : tau(y)=V.S(y)/bI avec V effort tranchant S(y) moment statistique I moment d'inertie et b la longueur de cisaillement au niveau y. tau est perpendiculaire au plan moyen de la section transversale. ....

Bonjour Je ne vois pas personnellement la liaison entre cette formule et mon principe 1. De plus l'effort tranchant est perpendiculaire au plan de cisaillement des boulons. Si vous voulez bien nous donner la démarche explicite pour la démonstration et la justification de cette formule. Merci

291,96 et 300 pratiquement c'est la même chose. Maintenant si vous voulez rester dans un contexte purement théorique en disant que 291,96 est différent de 300 vous devez alors donner l'incertitude sur la valeur de 291,96

Bonjour Le cas le plus défavorable est celui de la dépression 291,96 soit 300 et vous avez la possibilité entre deux choix selon le tableau des données du fournisseur à savoir : ** Ep. 0,63mm entraxe 69 ou ** Ep. 0,75mm entraxe 82 Il y a aussi la possibilité de faire une interpolation entre 291,96 et 300 mais le produit tel qu'il découlera de cette interpolation, vous ne le trouverez pas "peut être" sur le marché. Cdlt

Un complément à toute fin utile : M1(x) = -E.I1.W1''(x) ; W1''(x) : la dérivée seconde de W1(x) de même M2(x) = -E.I2.W2''(x) ; W2''(x) : la dérivée seconde de W2(x) or W1(x) = W2(x) et par conséquent W1''(x) = W2''(x) d'où M2(x) = -E.I2.W1''(x) = (I2/I1).M1(x) et par suite F2 = k.F1 avec k = (a2.e2.h2)/(a1.e1.h1) et F = Max(1,K).F1

Bonjour II) DEUXIEME APPROCHE Pour la première approche nous avons supposés que le moment de flexion M(x) sous chargement extérieur est le même pour les deux profilés UPE et IPE. Alors qu'en réalité les charges appliquées au dessus de l'UPE se diffusent sur la semelle (ou membrure) supérieure de l'IPE. En conséquence à cela le profilé IPE en dessous de l'UPE sera sollicité par une charge répartie par ml notée q(x). Nous chercherons donc à déterminer q(x) pour déduire le moment de flexion M2(x) sollicitant l'IPE au dessous de l'UPE sollicité par M1(x) sous l'action des charges extérieures qui lui sont appliquées directement. Soient, M1(x) et w1(x) le moment fléchissant et la déformée de l'UPE sous l'action des charges extérieures que nous pouvons déterminer facilement et sans tenir compte de la présence de l'IPE au dessous. La déformée de l'IPE W2(x) s'exprime sous la forme suivante à savoir : W2(x) = S^2.q(x)/EI2 ; S : la section de l'IPE. Par compatibilité de déformation des deux profilés sous chargement extérieur on a : W1(x) = W2(x) d'où q(x) = E.I2.W1(x)/S^2. A partir de q(x) nous calculerons donc M2(x). ** L'effort de cisaillement total interface semelle inférieure UPE est donc F1 = a1.e1.Sigma1 avec Sigma1 = 0,5.h1.M1(x)/I1 ** L'effort de cisaillement total interface semelle supérieure IPE est donc F2 = a2.e2.Sigma2 avec Sigma2 = 0,5.h2.M2(x)/I2 L'effort de cisaillement F à tenir compte pour la détermination du nb des boulons est dés lors F = MAX(F1,F2). Cordialement

Bonsoir Effectivement j'ai prévu cela pour une troisième approche qui sera utile pour vérifier l'assemblage des deux profilés par des boulons. Pour la première approche, il est préférable de prendre comme effort de cisaillement le maximum entre F1 et F2 en valeurs absolues au lieu de la somme algébrique des deux. Cdlt

Le plan de cisaillement des boulons est horizontal celui dû à l'effort tranchant est verticale !!!!!!!!

Bonjour Puisque vous maintenez le renfoncement de l'IPE avec un UPE pour des considérations architecturales. I) PREMIERE APPROCHE 1) l'axe vertical passant par le centre de gravité de l'UPE devra être confondu avec l'axe vertical passant par le milieu de l'âme de l'IPE pour éviter un effet de torsion dû à l'excentrement des charges appliquées. 2) On suppose que les deux profilés IPE et UPE ne sont pas liés par un système de boulonnage. On se propose alors d'évaluer l'effort de glissement (ou de cisaillement) à l'interface entre les deux profilés. On suppose éventuellement que les deux profilés vont être sollicités indépendamment par le même moment de flexion noté M(x). 3) On note : e1, a1 et h1 respectivement l'épaisseur, la largeur et la hauteur de l'UPE. De même e2, a2 et h2 pour l'IPE 4) Sous l'action du moment de flexion M(x) : ** la semelle inférieure de l'UPE subira une contrainte de traction horizontale au plan de cisaillement des boulons. Soit Sigma1 = -0,5.h1.M(x)/I1 ; (I1 : moment d'inertie de l'UPE). L'effort de cisaillement total interface est donc F1 = a1.e1.Sigma1 ** la semelle supérieure de l'IPE subira quant à elle une contrainte de compression horizontal au plan de cisaillement des boulons. Soit Sigma2 = +0,5.h2.M(x)/I2 ; (I2 : moment d'inertie de l'IPE). L'effort de cisaillement total interface est donc F2 = a2.e2.Sigma2 5) l'effort de glissement ou de cisaillement total F est la somme algébrique de F1 et F2. Soit F = 0,5M(x)[a2.e2.h2/I2 - a1.e1.h1/I1] II) DEUXIEME APPROCHE A POURSUIVRE ...

Bonsoir Qu'es c'est qui vous empêche de renforcer l'IPE par un autre IPE au lieu du UPE ? ... Cdlt

Bonjour L'essai de chargement se fait pour une durée d'application de la charge d'épreuve inférieure à 24h!!!!!!!!! Le 1cm correspond donc à un module de déformation instantané du béton !!!! La flèche différée (à long terme) est donc de l'ordre de trois fois l'instantanée. Soit 3x1cm = 3cm < 1,3cm !!!!! Résultat non conforme. Cordialement

Portées de calcul à prendre en compte : Le BAEL prescrit de prendre en compte la portée entre nus des appuis, l’Eurocode 2 prend en compte une portée de calcul pouvant atteindre la portée entre axes. La longueur Leff ainsi que le calcul des aciers sur appuis dépendent des types d’appuis. Pour des appuis larges, l’influence de la raideur de l’appui modifie la répartition des moments. L’EC2 limite la prise en compte de largeurs d’appui à la hauteur de la poutre.

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Bonjour Les poutres noyées sont parallèles aux poutrelles d'un plancher hourdis. De ce fait elles supportent des charges considérablement plus faibles que les poutres principales. S'il y a un mur au dessus de ces poutres, elles peuvent dans certains cas avoir une retombée relativement plus grande que la hauteur du plancher. Cdlt

Bonsoir Pour les commerces à RDC faut reconstituer le remblai sur une hauteur d'influence de l'ordre de 1m avec un tout venant sélectionné 0/40mm compacté par couches de 25 ou 30cm avec incorporation de la géogrille géosynthétics Le remblai sur place après avis favorable d'un laboratoire peut être réutilisé pour la hauteur d'influence de reconstitution après criblage au tamis de 40mm Cordialement

Bonsoir On note : do : la densité du béton frais notée "Délta" dans la formule générale de J.Bolomey d : la densité du béton durci à l'auscultation sonique On a d = K do avec K un coefficient sensiblement égal à 1 E : module de déformation dynamique du béton R : résistance du béton à la compression à 28jours V : vitesse de propagation des ondes longitudinales dans un milieu continu fini; on a d.V^2 = E càd K.do.V^2 = E Or d'après la formule de J.Bolomey on a : do^2 = K'.R^(2/3) avec k' un coefficient qui dépend du rapport eau/ciment et de la nature des granulats En introduisant do dans la formule de V on obtient qq chose de la forme suivante : R = A.E^3/V^6 avec A un coefficient qui dépend du rapport eau/ciment et de la nature des granulats .......................

Bonjour L'utilisation d'un plastifiant ou super plastifiant ne se limite pas seulement pour le béton près à l'emploi. Ces adjuvants sont éventuellement utilisés pour la confection d'un béton avec une bétonniére classique ou une centrale à béton sur chantier. Et c'est encore plus avantageux que le BPE pour lequel nous avons une contrainte du temps de transport qui peut influencer considérablement sur la maniabilité escomptée de mise en œuvre du béton in situ. Pour utiliser ces adjuvants sur chantier vous êtes inviter à : 1- consulter la fiche technique du ou des adjuvants pour en savoir plus sur les conditions d'utilisation en confrontation avec ce que vous voulez obtenir sur chantier 2- faire une étude de formulation par un laboratoire et une épreuve de convenance sur chantier pour régulariser les dosages avec les moyens et dans les conditions de chantier. En générale, à part le béton des pieux le slump visé (affaissement au cône d'abrams) du béton en pieds d'oeuvre est de l'ordre de 12cm. Cela correspond à un béton témoin sans adjuvants de 4cm. Le passage de 4 à 12cm sera obtenue par l'ajout d'une dose de l'adjudant à déterminer par le laboratoire. Cdlt

OK merci pour ce partage. J'ajoute à cela deux liens en relation à savoir : 1) au sujet de la formule générale de J.Bolomey (page 8) : 2) Vitesse de propagation des ondes dans un milieu continu fini : http://res-nlp.univ-lemans.fr/NLP_C_M03_G01/co/cours_26.html Il reste donc à faire la synthèse de toute cette base de données partagée pour déduire la loi de corrélation convenable et fiable pour l'évaluation de la résistance du béton in situ par auscultation sonique A POURSUIVRE ...

J'étais sur le point de les récupérer mais tout d'un coup... De toutes les façons il y en a des centaines sur le moteur de recherche Google. Sur un chantier à pb d'évaluation de la résistance du béton in situ, il n'est pas tjrs évident de trouver une plage de résistance suffisante pour faire une corrélation fiable. Il y a tjrs les questions suivantes qui se posent : 1) Quelle plage de fiabilité pour la corrélation ? 100-300bars 200-350bars etc... 2) Quelle loi de corrélation choisir pour l'ajustement des points de mesures ? linéaire, polynômiale, exponentielle etc ...

@Tony_Contest Pourquoi tout d'un coup vous avez masqué vos contributions ? sincèrement, je n'arrive pas à vous comprendre ...