BELLAMINE

Bonjour Mon point de vue personnel sur les deux modèles de conception d'une semelle sus cités : Nous avons tous assisté et réaliser des essais de compression sur des éprouvettes cylindriques de béton. Pour que cet essai soit considérer dans la gamme des efforts dits de "compression simple". En plus de l'élancement 2 de l'éprouvette de béton, il faut que la charge ou l'effort normal transmis par la presse à béton, soit suffisamment éloigné de la face supérieure de l'éprouvette de béton. Ceci pour garantir une répartition uniforme des contraintes au niveau de la face de rupture de l'éprouvette. Et si on considère que le béton est un matériaux homogène et isotrope selon la théorie de la mécanique des milieux continus, le mode de rupture de l'éprouvette de béton est généralement conique. Maintenant regardant le modèle de calcul théorique de rupture du sol sous une fondation superficielle, tel qu'il est considéré par Mr TERZAGHI auteur de la formule : Sous la fondation, la rupture du sol est éventuellement conique. La seule différence avec l'éprouvette de béton est relative aux conditions aux limites. Pour l'éprouvette de béton, la déformation transversale se fait sur des conditions aux limites libres, par contre sous une semelle superficielle, il y a présence de la butée du sol ce qui donne le mode de déformation de la zone II. La nature se comporte toujours d'une façon analogique !!!! Et pour que ces conditions du modèle de calcul théorique soient remplies ou satisfaites : les contraintes transmises au sol par le biais de la semelle sous l'action d'un effort normal centré, devront est être UNIFORMEMENT REPARTIE Donc, finalement entre la charge transmise par le poteau est le sol, il doit y avoir un éloignement suffisant pour que celle ci (la charge), arrive uniformément répartie sur le sol d'assise. C'est l'hypothèse fondamentale pour laquelle la formule de Mr THERZAGHI a été élaborée théoriquement. Il est donc évidement que pour pouvoir utiliser une formule, il faut que la conception de la semelle se fait de telle manière à satisfaire au mieux les hypothèses pour lesquelles cette formule a été élaborée par son auteur ! A vous lire d'avantage ...

Bonjour Toujours dans le cadre à se fixer les idées au fur et à mesure de l'avancement du présent sujet. Ci après une illustration graphique de comparaison entre les différents coefficients de minoration dus à l'inclinaison de la charge et de son orientation dans le plan (x,y) de la semelle. Pour une Argile humide de caractéristiques intrinsèques à long terme (Drainée) c'=0,30t/m2 et Phi'=20°. Vos commentaires sont les bienvenus ... Bon Weekend

Bonsoir Pour se fixer les idées au fur et à mesure de l'avancement du présent sujet. Comparaison des coefficients minorateurs dus à l'inclinaison de la charge entre DTU 13.12, Fascicule 62 titre V et EC7. A vos commentaires ...

Bonjour Pourquoi il est préférable de concevoir une semelle selon le modèle I au lieu du modèle II ? Et dans le cas où l'on fait usage au modèle II. Quelle est la condition à satisfaire pour rester dans les hypothèses de la théorie de Terzaghi de calcul de la capacité portante d'une fondation superficielle ? Bonne journée

"Je ne sais pas exactement ce que vous voulez faire dans ces fiches. Si c'est pour calculer les contraintes sous fondations et les % de terrain comprimés. Prendre en compte effort H, pour le calcul de idelta. Pour le talus je vous laisse juge. Il faudra aussi surement la position (et les dimensions) du poteau / bord du massif pour la position de la résultante des efforts ramené sur la fondation par le poteau. Cordialement." Bonjour Sauf erreur de ma part et jusqu'à preuve du contraire. Seuls les ingénieurs de structure sont actifs et contribuables dans ce site par rapport à nos confrères gèotechniciens que nous espérons prendre part au débat sur ce post. @invité pas du tout, on n'a pas besoin de connaître explicitement l'effort horizontale à la base H du moment où c'est l'angle d'inclinaison "délta" de la charge qui nous intéresse et que nous allons faire varié pour étudier son influence. C'est l'effort normale N qui est déterminant! H=N.tan(délta). Il en est de même pour les moments de flexion Mx et My que nous allons évaluer implicitement en utilisant les paramètres sans dimension. Je t'invite dans la mesure du disponible à réfléchir avec moi sur l'évaluation de l'effort normale N pour les cas de bâtiments courants. Pour le moment je suis entrain de développer une petite application pour traiter l'ensemble des cas de figure. En parallèle à cela, je rédige les fiches d'étude au fur est à mesure pour activer le débat sur ce poste. On n'a pas besoin des dimensions des poteaux etc ... Nous partons à partir des sollicitations ramenées au centre de gravité de la section de la semelle en contact avec le sol. Cordialement

Bonjour Je reviens sur la question de raideur de l'appui d'angle (intersection des consoles de longueur respectives 1.28 et 2.48m). La raideur K est évidement fonction de l'inertie des deux consoles ou poutres. En inversant les dimensions entre les deux éléments si la raideur K augmente c'est bon sous réserve de vérifier la flèche au point d'angle de l'appui élastique. Si la flèche n'est pas admissible, il faut encore jouer sur les inerties des deux éléments pour la rendre admissible. Cdlt

Bonjour Ci après, la fiche de progrès N°001 Vos remarques et suggestions sont les bienvenues A POURSUIVRE ...

Exactement

Bonsoir Qui encaisse du verbe encaisser cad qui pousse. Le sol derrière le mur Cdlt

Bonjour Je pense que l'utilisation d'un béton projeté peut faire l'affaire. Ou alors un béton autoplacant avec coffrage intérieur Cdlt

Bonjour Au niveau du point d'angle des deux extrémités des poutres (ou consoles de 1,28m et 2,48m de portées respectives), l'une est appuyée sur l'autre, car l'appui élastique du modèle a la même raideur par compatibilité de déformation. Cette raideur K de l'appui d'angle, s'il est considéré en porte à faux, peut être déterminer comme suit : ** On commence par la console de 1.28m encastrée parfaitement au voile est appuyée élastiquement de l'autre coté. Nous exprimons la flèche sous une charge unité uniformément répartie. Soit f1(K) ; ** de même pour la console de 2.48m ===> f2(K) En égalant les deux flèches f1(K)=f2(K) par principe de compatibilité et de continuité de déformation, on tire l'expression de la raideur K de l'appui élastique du modèle. Cordialement

Bonsoir Les poutres en question sont encastrées parfaitement du côté voile et sur appui élastique de l'autre côté. Ceci dans le cas le plus défavorable c'est à dire, leur réalisation se fait avant le mur en maçonnerie en dessous. Dans le cas où le mur en maçonnerie sera réalisé en première phrase avec les voiles en BA, ensuite la dalle et les poutres du plancher. Vous pouvez pour simplifier remplacer le modèle de l'appui élastique par un appui simple. Ou alors de les considérer comme chaînage horizontale. Autre solution est de déplacer les voiles l'extrémités de la file 2 aux extrémités de la dalle. Cdlt

Bonsoir Ce que l'on sait, une dénivellation d'appui (un déplacement ou tassement pour une fondation) entraîne systématiquement des efforts supplémentaires dans les éléments de structure hyperstatiques d'un ouvrage. Et si les dits éléments de structure ne sont pas dimensionnés en conséquence, cela se traduit par des désordres au niveau de l'ossature du projet qui mettent dans certains cas en péril la stabilité de l'ouvrage et la sécurité de ces usagers. Dans la quasi majorité des rapports d'études gèotechnique, on trouve la phrase suivante : "Les tassements resteront dans la limite de l'admissible". 1- On ne mentionne nul part, l'ordre de grandeur et la référence de cette limite, pour laquelle, le gèotechniciens la considère dans la gamme des déformations admissibles pour la structure du projet. Sachant bien, que l'ingénieur de structure pourra, concevoir et dimensionner sa structure en tenant compte des efforts dûs aux tassements différentiels : l'interaction sol structure. 2- et dans la mesure où le gèotechnicien avance une limite (par exemple 2cm) qui lui jugera admissible. Il se base donc pour cette valeur, pour déclencher le processus itératif d'évaluation du tassement pour déduire les dimensions de sa semelle pour laquelle le tassement est inférieur au seuil de l'admissibilité (les 2cm). Explicitement, Nous calculons une contrainte admissible Qa pour B=L=1 et Kred=1. Ensuite, nous évaluons le tassement correspondant à Qa. Si ce dernier n'est pas admissible (> 2cm), nous jouons par un calcul itératif, sur les dimensions de la semelle, jusqu'au convergence, cád tassement calculer < au seuil limite de l'admissibilité=2cm Finalement, on se retrouve avec Qa qui ne correspond pas à B=L=1. Sachant bien que cette hypothèse B=L=1, la plus part des gèotechniciens la considère comme une définition pour le calcul de la contrainte admissible pour un sol. Le dimensionnement des semelles passe obligatoirement par deux étapes : 1- Selon la combinaison d'actions de l'état limite considérée : On fait un calcul, en respectant le critère de la capacité portante qui nous permettra de déduire les dimensions minimales de la semelle. 2- Ensuite, pour déterminer les dimensions définitives de la semelle nous sommes appelé à satisfaire les critères suivants : 2.1 État limite ultime de renversement : surface comprimée en dessous de la semelle >=10% de la surface totale ; 2.2 ELS de décompression du sol 2.2.1 sous combinaisons fréquentes : surface entièrement comprimée 2.2.2 sous combinaisons rares : surface comprimée en dessous de la semelle >=75% de la surface totale ; 2.3 Si nécessaire le critère de l'admissibilité du tassement (dans le cas où le marché prévoit un seuil) sous combinaisons d'actions quasi permanentes de l'ELS. Nous allons détaillé tout cela techniquement dans ce sujet aux cas par cas et pour différentes nature de sol, pour sortir avec des conclusions solides et marquantes. A POURSUIVRE...

Bonsoir Coefficient de sécurité F2 dans le cas d'une fondation en crête de talus soumise à une charge verticale centrée inclinée dirigée vers l'intérieur du Talus, selon fascicule 62 titre V, annexe F.1 page 125 (tout calcul fait) : Illustrations graphiques à toute fin utile : A vos commentaires ....

Bonsoir Coefficient de sécurité F2 dans le cas d'une fondation en crête de talus soumise à une charge verticale centrée inclinée dirigée vers l'extérieur du Talus, selon fascicule 62 titre V, annexe F.1 page 125 (tout calcul fait) : Illustrations graphiques à toute fin utile : A vos commentaires et bonne fin de journée .....

Bonjour Coefficients de sécurité F2 dans le cas d'une fondation en crête de talus soumise à une charge verticale centrée, selon fascicule 62 titre V, annexe F.1 page 125 (tout calcul fait) : Illustrations graphiques à toute fin utile : A vos commentaires et bon weekend

"Il faut être conscient que pour un bâtiment lourd, l'inclinaison des charges joue très peu sur le dimensionnement des fondations, le tassement est souvent prépondérant. Au contraire, pour un bâtiment léger, idelta est élévé (effort de vent prépondérants par rapport aux efforts gravitaires), et la contrainte de sol peut être atteinte, mais de façon très rare, car c'est la surface minimale de sol comprimé ou la vérification au glissement qui sera prépondérante." Bonsoir Normalement, concernant le calcul dynamique des structures de bâtiment, l'effort sismique latérale de cisaillement à la base "F" est fonction de la charge prise en poids de la structure + une fraction des charges d'exploitation. Ensuite, cet effort est réparti au niveau des planchers de chaque étage au prorata de leur (étages) rigidité respectives. Pour minimiser les moments fléchissant à la base (au niveau des fondations), et par la suite réduire l'excentrement des charges verticales au niveau des semelles, nous sommes donc appelés, à réduire les déformations (flèche) dues à l'effet de l'effort sismique latérale "F". Ce qui revient, à augmenter les rigidités des étages en créant : Voiles, Noyau en BA une sorte de colonne vertébrale, voiles d'ascenseur, etc ... Mais ceci ne change en rien la valeur de "F" !!!! qui elle va se répartir à la base au prorata de la rigidité de chaque élément vertical (futs de poteaux en tête des semelles par exemple) constituant l'infrastructure du bâtiment. Donc plus le bâtiment est lourd plus "F" est considérable, et l'inclinaison des charges est importante. Bref, tout est relatif, on ne peut prédire que l'inclinaison des charges joue très peu parce que le bâtiment est lourd ?!

"Oui, car les tassements sont effectivement calculés pour des charges majoritairement verticales. Pour les combinaisons rares, on peut avoir un critère de poinconnement ou de surface de compression au sol non respecté. Effectivement c'est le BE structure qui juge de l'admissibilité des tassements. Le géotechnicien a malgré tout une petite idée, il se doute bien que des tassements différentiels supérieurs à 1 à 2cm peuvent entrainer des fissurations d'ouvrage. Le géotechnicien, propose un type de fondation, donne une estimation de la contrainte admissible verticale et de façon sécuritaire, et il annonce le tassement associé à cette contrainte (qui est de toute façon essentiellement verticale car quasi permanente)." Les charges quasi_permanentes sont des charges de longue durée d'application durant toute la vie de l'ouvrage (charge permanente par exemple). La question des tassements est en relation avec le phénomène de consolidation du sol sous l'action d'une charge de longue durée d'application.

NF P94-261 art 8.1 : (3) Les états limites suivants doivent être considérés et une liste des états limites appropriés doit être établie : rotations, tassements ou déplacements excessifs ; art 8.3 - ELS (les parties concernant le tassement) Les tassements sont évalués à l'ELS, c'est en cela que la contrainte admissible ELS peut (doit) être limitée si le tassement calculé n'est pas admissible pour la structure. Voir post ci avant. Bonjour Selon l'annexe F.2, page 131, domaine d'application deuxième alinéa du fascicule 62 titre V. Les tassements sont calculés sous l'action des charges quasi_permanentes des combinaisons d'actions à l'ELS (article A.5.3.3). Cela veut dire que notre contrainte admissible correspond au cas de charges quasi_permanentes. Que peut on dire alors, de cette contrainte admissible pour les autres combinaisons d'actions, rares et fréquentes ? Et c'est quoi au juste un tassement admissible ? Comment et sur quelle base le géotechnicien juge de l'admissibilité ou non d'un tassement ? Sachant bien que cette tache ressort des attributions de l'ingénieur de structure par le biais d'un calcul d'interaction sol structure.

Bonjour Le géotechnicien, par exemple à partir des essais pressio fournit un qnet (Eurocode) défavorable (en prenant kp=0.8), qu'est ce qui l'en empêche ? On prend également qo=0 Rien n'empêche le géotechnicien de prendre Kp=0.8 et qo=0, voir faire des dérogations aux textes réglementaires. Ceci sous réserve d'une justification Technico_Financière qu'il doit présenter dans son rapport d'étude de sol. Il n'a pas le droit d'appliqué la réglementation à sa guise. Sinon, un jour (pour ne pas dire aujourd'hui), on va dire qu'est ce qui nous empêche de ne pas appliquer le règlement parasismique et ainsi de suite. Un ordre en plein désordre. Le Kp est tabulé en page 69 du fascicule 62 titre V. Il est fonction de la nature du sol et des rapports B/L et D/B. La valeur de 0.80 que vous jugez comme cas le plus défavorable, correspond à un encastrement nul (D=0) : Quel est la conséquence de cette approche sur le prix de revient de la structure en fondation du projet ? Le géotechnicien doit donc justifier cela dans son rapport par des chiffres. Et, lui qui a fait cette approche par ce qu'il n'a aucune idée sur B, L et D, comment peut il se justifier ? Le qnet est défini comme suit : qnet = qu'-qo' pour le présio qu'=Kp.Ple∗.iδ.iβ en négligeant qo' dans l'expression de qnet, cela revient à surestimer la valeur de qnet ! ce qui n'est pas favorable pour la sécurité de l'ouvrage.

Bonjour Il serait plus important et idéal de connaitre et de visualiser, les ordres de grandeurs du coefficient de sécurité F2 en traitant cas par cas leur évaluation selon le fascicule 62 titre V (Annexe F.1 page 125). Nous commençons par le cas d'une fondation sur sol horizontal soumise à une charge centrée, inclinée comme suit (tout calcul fait) : En plus d'une illustration graphique des valeurs du tableau ci dessus comme suit : Vos commentaires sont les biens venus ....

Nature du sol d'assise, profondeur d'ancrage...

Bonsoir Un résumé des données de l'étude géotechnique du sol, un descriptif de la nature du projet, ...... ?!!!! Cdlt

Bonjour Attention, je précise encore, les coefficients de sécurité appliqués à qnet, sont de plus en plus importants sous l'influence des charges excentrées et inclinées !!! les actions dues au séisme particulièrement !!!!!!!

Bonjour Du tableau précité, en comparant les coefficients de sécurité F1, entre l'EC7 et fascicule 62 titre V. Il en ressort ce qui suit : 1- l'EC7 fait la distinction du coefficient de sécurité en fonction de la nature des essais ; 2- les coefficients de sécurité ont été révisés à la baisse pour les essais in situ + de laboratoire Non drainés, et à la hausse pour les essais de laboratoire Drainés. Pourquoi, cette distinction entre les cas Non Drainés et Drainés ? Personnellement, je pense ! pour les cas Non Drainés (court terme), les coefficients de sécurité sont moins importants que ceux du Drainés (long terme), du moment où selon l'EC7 on ne tient pas compte de l'angle de frottement interne PHiu dans le calcul de qu' , et on compense en minorant sur la valeur de F1 ......