BELLAMINE

1- Nous ne pouvons pas proscrire les essais de labo pour certains types de sols dont le comportement à court terme peut entraîner une déstabilisation prématurée de certains ouvrages même pendant les travaux. Le court terme nécessite un essai de compression triaxial pour avoir la cohésion non drainée Cu ! 2- la notion de court et long terme (non drainée et drainée) on la trouve pas dans les méthodes pressiométre et pénetrometre statistique. En plus comment peut-on prendre en considération l'influence de la variation de la nappe phréatique pour le presio par exemple. Les essais in situ et de laboratoire se complètent. C'est juste là question du délai des études Gèotechnique qui dans certains cas donne la préférence de l'in situ par rapport à ceux du labo. Mais ce n'est pas systématiquement. 3- le génie civil ou l'ingénierie en général une profession de coordination! Nous ne pouvons pas séparer les deux compétences. Elles sont par leur nature interactive indissociables !!!

Merci bcp pour ce partage

"Répartition linéaire de la contrainte (triangulaire ou trapézoidale). Sinon, après c'est de la modélisation (ISS)" Oui mais l'EC7 en vigueur a écarté le modèle RDM!!! de la répartition linéaire en question

Re Bonjour Maintenant, que l'on sait que pour lamda1 inférieure à 2/3 le modèle de Meyerhof devient de plus en plus pénalisant. Quel modèle peut on alors appliquer dans ce cas ? Sachant bien que celui de la RDM a été écarté par l'EC7 ! Cordialement

Bonjour Ci après le tableau récapitulatif des résultats de calcul de la largeur B à l'ELU pour différentes valeurs de l'angle d'inclinaison de la charge "délta". Illustration graphique : Commentaire : la largeur B est croissante en fonction de l'angle "délta" d'inclinaison de la charge. cordialement

"La vérification du glissement devient impossible sans cohésion, d'autant plus que dans votre comparatif : H = N tan delta, donc augmenter N ne fonctionne pas (augmenter le poids propre du massif) puisque cela augmente H dans les mêmes proportions. La vérification au glissement est déjà impossible bien avant que delta n'atteigne phi. Et que fait votre feuille de calcul si la cohésion est nulle ?" Tout d'abord, un petit rappel pour vous, avant de poster un commentaire on commence tjrs par dire Bonjour !!! Bonjour - Pour une cohésion nulle, je ne prend pas en considération le critère de glissement. Pourquoi ? ce n'est pas prévu par le fascicule 62 titre V. L'étude comparative se contente juste de ce qui vient du dit fascicule. - Vous avez un effort vertical V et un effort horizontal H. La résultante des deux fait un angle délta avec la verticale ce qui donne H = V.tan(délta). Nous cherchons à connaitre l'influence de la variation de H sur qq chose avec V constant. Nous avons donc, deux possibilités pour étudier cette variation à savoir : *** possibilité n° 1 : Tâtonné avec des valeurs de H : H1, H2, .................Hn *** possibilité n° 2 : faire varier délta pour avoir H1, H2, ......., Hn Il y a donc une correspondance entre les deux ! Et pourquoi, je préfère la deuxième possibilité ? tout simplement parce que le paramètre délta est utilisé par le fascicule 62 titre V comme argument pour le calcul du coefficient minorateur dû à l'inclinaison de la charge. La vérification au glissement est déjà impossible bien avant que delta n'atteigne phi : Pourquoi ?... augmenter le poids propre du massif : pour la dernière fois ! je suis entrain de traiter le cas des bâtiments courants à usage d'habitation. Le poids propre de la semelle est négligeable devant le poids de la charge permanente des planchers de l'ensemble des niveaux. Et ça ne va changer en rien la conclusion des résultats. Cordialement Et entre nous, Il y a un proverbe chinois qui dit : "Pour retrouver la voie de l'agréable, nous sommes obligé parfois à emprunter la piste du désagréable". Et vous n'êtes pas obligé de répondre !!!

Bonjour Et qu'es ce qui se passe quant l'angle d'inclinaison de la charge délta est supérieur ou égal à l' angle de frottement interne du sol Phi'. Ci après les résultat de calcul à l'ELU correspondant pour délta = Phi': Illustration graphique des résultats sus présentés : A vos commentaires ....

Rebonsoir Les données de l'exemple sont comme suit : 1- Bâtiment R+10 avec deux sous sols : nombre de niveaux = 13 2- Le terrain est supposé homogène en profondeur 3- La nature du sol est une argile consistante 4- Pas de nappe phréatique 5- Calcul en situation drainée à long terme 6- nous traitons un poteau de centre du bâtiment dont la surface d'influence supposée constante à tous les niveaux du bâtiment de 25m2. Ci après le tableau des résultats de calcul pour une semelle carrée (lamda=1) et un angle d'inclinaison de la charge délta = 5 degrés Commentaire : - Plus la semelle est sollicité en flexion Mx (lamda1<=1), plus la largeur de la semelle B est importante; - L'effet du Vent est du Séisme importe considérablement pour le dimensionnement de la largeur B de la semelle; - La méthode déterministe classique est très courante (4) : qui consiste à figer une contrainte admissible du sol en la considérant comme une valeur intrinsèque sous une fondation est obsolète et conduit à un sous dimensionnement du système de fondation en situation de Vent extrême et du Séisme. - Le coefficient de sécurité pour la méthode déterministe (4) n'est pas respecté conformément à la valeur préconisée par le fascicule 62 titre V à savoir gama_q = 2. Sa valeur est décroissante en dessous de 2 quant le moment fléchissant Mx est croissant. La comparaison entre les deux modèles de Meyerhof et RDM est illustrée graphiquement ci après : Commentaire : - Pour lamda1 supérieur à 2/3, les deux modèles sont pratiquement convergents. La différence entre les deux est négligeable - Pour lamda1 inférieur à 2/3 et supérieure à 0,10, c'est à dire quant le moment sollicitant Mx est de plus en plus important. Le modèle de Meyerhof est plus défavorable que celui de la RDM. Mais cela conduira un surdimensionnement considérable de la semelle à partir de lamda1 inférieur à 0,40. La différence entre la largeur de la semelle B des deux modèles varie dans ce cas de 0,5 à 5m. Cordialement

Bonsoir La feuille de calcul EXCEL à présent est prête, pour la simulation et le paramétrage des données à l'ELU, pour une semelle isolée de largeur B d'un bâtiment courant à usage d'habitation conformément aux fiches de progrès n°001 à 005. Les fiches de progrès n°002 à 005 ont été mises à jour le 18/10/2020. Elles annulent et remplace les précédentes !!!!!!!!. La semaine prochaine Inchae Allah, nous allons traité un exemple d'un bâtiment R+10 avec deux sous-sols..... A POURSUIVRE .....

Bonjour Les nœuds de liaison des poteaux avec le radier ont Six degrés de liberté : Trois translations et Trois rotations. Le radier se déforme dans le sens vertical uniquement sous l'action des charges des éléments verticaux (poteaux et voiles). En conséquence à cela, les deux translations dans le plan du radier devront être bloquées, donc vous aurez un seul degré de liberté de translation verticale. Pour les rotations, elles se font dans les deux directions en plan du radier (moments Mx et My). Dans la troisième direction Mz=0, donc pas de rotation. Il en résulte deux degrés de liberté pour les rotations et un seul degré de liberté pour les translations. Cordialement

"La division par 0 est validée par le fascicule 62 titre V en page 32 ? La formule évoquée n'est valable que pour c' différent de 0. En êtes vous conscient ? Vous auriez simplement pu répondre ; "oui effectivement, je vais noter dans ma fiche pour c' différent de 0" Ma remarque était elle judicieuse ? Visiblement non, en tout cas pas pour vous." Normalement, la justification de l'état limite de glissement pour une semelle isolée ancrée dans le sol n'a pas de sens du moment où nous somme en présence d'une butée du sol autour de la semelle que nous ignorons. Ce qui parait logique, est de prendre en considération le comportement global du système de fondation vis à vis de l'état limite de glissement. En admettant que l'ensemble des éléments de fondation et du sol qu'ils enserrent se comporte comme un bloc monolithique (une sorte d'équivalence au comportement d'un groupe de pieux selon l'article C4.1.22 page 49 du fascicule 62 titre V). Entre parenthèse, c'est grâce à vous que je viens de comprendre qu'es ce qu'une division par zéro. et Merci quand même pour ce tuyau inattendu ... A+

Bonjour Tant mieux Et Merci éventuellement pour tes remarques pertinentes

Bonjour Il n'est dit nul part, de ne pas prendre en considération la cohésion du sol à long terme (ou drainée). Il est dit que par prudence de la limiter à 75Kpa. Et du moment où la mobilisation totale de la cohésion drainée (c') est incertaine des coefficients de sécurité en conséquence, ont été introduits dont celui correspondant au terme c'A' est supérieur à celui du terme Vd.tg(phi'). Je t'invite éventuellement de ma part, à relire et relire attentivement cet article. Cordialement

Bonsoir Si vous dites cela au comité des experts de la réglementation gèotechnique. Ils vont sûrement être impressionné chose qui va peut-être les pousser à chercher du travail ailleurs ...

Oooih là, la cohésion est négligée même pour des sols cohérents ?! En plus votre réplique reçoit une réputation d'un "expert" sur ce site. C'est dommage Et que peut-on dire de la situation non drainée d'un sol cohérent ? Pour laquelle c'est la cohésion qui est déterminante pour la justification à court terme.

Rebonjour Et voilà les deux fiches de progrès n°002 et 004 ont été mises à jour conformément à mon dernier message. Elles annulent et remplace les précédentes. Ce n'est pas aussi facile de faire une étude paramétrée ! On corrige au fur et à mesure et on avance pas à pas. Cordialement

Rebonjour Normalement la profondeur d'ancrage D des semelles superficielles est une donnée géotechnique ! Par conséquent, pour garder la cohérence des différentes solutions de B en fonction de lamda1 et lamda2 , nous n'avons pas à fixer le rapport Alpha = D/B. Ce dernier sera donc, calculé pour D fixée et B solution de (1), (2), (3) et (4). Et en fonction de Alpha, nous saurons quel type de fondation à préconiser. Ceci, entraine systématiquement une révision des fiches de progrès n°002 et 004 !!! Dés que ces fiches de progrès seront révisées. Elles seront publiées en conséquence. Le tableau de calcul de la largeur de la semelle B sous les combinaisons d'actions à l'état limite ultime de résistance correspondant à la fiche de progrès n°005 a été révision et publié ce matin (à consulter !). Cordialement

"A vérifier, il n'est pas logique que c' soit en facteur des 2 termes entre parenthèses dans la dernière expression (ni celle d'avant). Ou vous comptez sur la seule cohésion pour reprendre les efforts de glissement. Cette expression n'est pas valable pour c'=0. N est fonction du poids du massif : pour les bâtiments légers (tous les bâtiments industriels pour lesquels le glissement est souvent prépondérant), le poids du massif est prépondérant devant le poids de la structure pour empêcher le soulèvement sous le cas ELU : CP + 1.5xVent par exemple. " Bonjour C'est vérifié, il n'y a aucun doute pour ça (sauf erreur du fascicule 62 titre V), regarde la page 32 du fascicule Article B.3.4 La présente étude (pour le moment), comme je l'ai précisé sur la fiche de progrès n°005 ne concerne pas tous les types de construction ! Elle est faite seulement pour traiter le cas des "BATIMENTS COURANTS A USAGE D'HABITATION" Cordialement et Merci pour votre contribution

Bonsoir Ci après le modèle du tableau de calcul de la largeur de la semelle B sous les combinaisons d'actions à l'état limite ultime de résistance correspondant à la fiche de progrès n°005 : Cordialement

Bonsoir Ci après la Fiche de Progrès n° 005. La deuxième partie du "noyau central" du sujet proprement dit. A lire attentivement à toute fin utile. Vos remarques et suggestions sont les bienvenues Cordialement

Bonsoir Le coefficient minorateur i_gama pour le DTU 13.12 n'est pas clairement appréciable par sa forme parabolique qui admet un minimum pour un angle d'inclinaison délta = angle de frottement interne du sol ?!!!

Bonjour Vous n'avez pas précisé dans quelle état limite la résultante des forces tombe en dehors du noyau central ! Bref, selon le fascicule 62 titre V, la surface comprimée en dessous de la semelle devra vérifier les conditions suivantes ; ** à l'ELU de résistance sous combinaisons d'actions fondamentales, accidentelles et de stabilité d'ensemble, elle doit être supérieure à 10% de la surface totale ; ** à l'ELS sous combinaisons d'actions fréquentes, elle devra être entièrement comprimée ; ** à l'ELS sous combinaisons d'actions rares, elle doit être supérieure à 75% de la surface totale ; Si l'une au moins de ces trois conditions n'est pas vérifiées, la solution est d'élargir la largeur de la semelle de votre mur et de revérifier les trois conditions jusqu'à convergence. Cdt ,

Absolument

Bonsoir Je n'ai pas l'habitude d'utiliser robot mais je te propose une autre méthode comme suit : Vous considérez que chaque nervure du radier se comporte indépendamment des autres ce qui va dans le sens de la sécurité. Ensuite vous calculez votre nervure comme une semelle filante sur appuis élastiques infiniment rapprochés. Voir onglet téléchargement j'ai partagé une petite application qui fait se genre de calcul. cdlt

Bonsoir Tous les efforts devront être ramenés au centre de gravité de la section en contact avec le sol. Ensuite vous calculer les contraintes aux points O et A. Le centre de gravité dans votre cas est le milieu de OA. Si la contrainte est négative en O, il y a un soulèvement en O. De même pour A. Si les deux sont positives, la semelle est donc entièrement comprimée avec le sol. S'il y a soulèvement en A ! cela veut dire que le sol derrière l'écran du mur de souténement est en situation de butée !!! Donc, faut prendre en considération un coefficient de butée Kb au lieu d'un coefficient de poussée Ka Cdlt