salam

il s"agit d'une simple étude comparative d'une structure formée par deux voiles liés par des linteaux .

le logiciels Etabs staadpro v8i ; sap2000 donnent des résultats logiques , par contre avec robot , je remarque que la somme des efforts tranchants à la base est largement supérieure à l'effort horizontal qui sollicite la structure au sommet .

j'ai remarque que la somme des efforts T1+T2 tend vers la valeur de l'effort extérieur lorsque le maillage est raffiné !! chose qui diminue la performance de ce logiciel .

s'il sagit d'une etude d'un grand projet , la convergence exige donc une Ram de 10 gega .

hauteur des trumeaux 9m

largeur des trumeaux 4m

e=30 cm

Coffrage des poutres linteaux 30 x50 cm .

Longueur poutre linteau = 2 m

la force nadale statique = 100 kn .

voici le modéle ROBOBAT .

la somme des efforts réduits "Efforts tranchant " dépasse la charge extérieure !!!

T1 = 81.08 kn coupe A-A1

T2 = 106.59 KN coupe A-A2

logiquement T1+T2 doit etre egale à 100 KN

NB ; CETTE ANOMALIECONCERNE UNIQUEMENT LA MÉTHODE COUPE SECTION.mais la méthode réaction d'appuis donne des résultats logiques

Bonjour,

Il me semble que L'EC2 introduira un autre diagramme pour le béton (triangulaire), qui pourra être utilisé, mais je ne sais pas s'il est plus défavorable ou non.

Le diagramme bi-linéaire est à priori plus défavorable.

Pour un projet complet on doit généralement utiliser plusieurs logiciel, des petites calculettes, des feuilles Excel et même des calculs manuel.

oui je suis tout à fait d accord, ce sont les outils à disposition de l ingénieur qu il faut savoir utiliser efficacement.

Concernant les murs "complexes", oui je sais j' insiste, je crois que la difficulté reste entière pour les justifier même avec l aide des logiciels :

Si les deux moments sollicitant ( My et Mz) sont de même ordre de grandeur on doit faire la vérification en flexion composée déviée avec n'importe quel logiciel pas forcement SAP ou ETABS.

Mais on doit faire un pré-dimensionnement et pré-ferraillage, on trace les courbe d'interactions et on doit vérifie que tous les point (N,My,Mv) pour toutes les combinaisons de charge possibles se trouve à l'intérieur de la courbe d'interactions.

Il ne s' agit pas d' une "simple" vérification d' une poutre en flexion composée déviée, éventuellement à l'aide d'un logiciel. Car du fait des dimensions de la section vis à vis de la portée (hauteur), on ne correspond pas nécessairement aux hypothèses d' un élément de poutre (notamment section faible par rapport à la portée). De plus, les effets de la torsion sont à examiner de près et il ne faut pas oublier que mêmes les charges verticales entraînent des effets de torsion; ainsi par exemple une charge verticale concentrée P appliquée en un point de la section "complexe" implique la création d'un bimoment concentré (B= PxOméga, Oméga étant l'aire sectorielle au point d'application de P), donc cette charge P entraîne un effort normal, deux moments de flexion (suivant les axes principaux) et un bimoment (torsion), il va de soit qu 'il faut prendre en compte l'ensemble de ces effets; concernant le bimoment, voir le commentaire du chapitre A4 du BAEL, quel est l' examen particulier à réaliser ?

Je suis persuadé que la plupart des voiles de bâtiments courants ne sont pas calculés en associant toutes les parties liés; je pense même que beaucoup d' ingénieurs (dont moi) sont loin de maîtriser parfaitement les subtilités du calcul en torsion gauchie des systèmes de contreventement.

Aussi je (re)pose la même question : comment calculez vous les voiles "liés" de contreventement ?

Salutations

Bonjour à tous,

Je pense que thonier à fait une erreur en nous proposant une méthode qui relève des théories élastiques non fissurées pour le dimensionnement parasismique.

Peut-être à la limite qu'on pourrait l'apliquer en faible sismicité ou dans le cas uniquement de vent, ou dans le domaine de l'antisismique, mais à mon avis pas dans le domaine du parasismique.

Pour ma part au maroc depuis le début de mon activité de contrôle il y a 1 an, seul un BET à fait une justification JUSTE, par ce que son modèle était simple (voiles isolés et symétriques) et qu'il avait utilisé le PS92 avant d'appliquer les minimas RPS2000 c-a-d Un modèle EF ROBOT pour NTM puis dimensionnement manuel assisté par tableur pour les vérification de flexion, tranchant à la base, soulèvement, raidisseur...

J'aurais personnellement tendance à utiliser un modèle élastique (déformation et contraintes planes) si le voile est de grande longueur (et qu'il y à des niveaux raidisseurs mais c'est toujours le cas) et plus à calculer les voiles en référence à un mécanime qui réfère à un équilibre de déformation ultime (parabole rectangle en pivot A,B,C par ex) si ils seraient classés dans la première catégorie de voiles de l'EC8 (voiles élancés de grande hauteur).

Pour ce qui est des problèmes énumérés auparavant concernants les moments hors plan du fait de la flexion bi-axiale (déviée), cela n'a rien de pertinent parce que je rappelle qu'une paroi mince de se comporte pas comme une section poutre. Donc Thonier a joué avec le feu en proposant un exemple comme celui-ci, et il ne faut pas le généraliser à tous les voiles de bâtiment. A chaque cas sa procédure !

Par contre bien entendu le PS92 n'en parle pas mais il faut qu'on en parle nous : les attache entres voiles sécants ne sont pas traités et la pluparts des BET francçais se contente de mettre de T8e=10cm alors que ce n'est fondé sur rien d'autre. Je propose de raisonner comme suit :

Soit 2 voiles V1 & V2, soumis à des moments sismiques M1et M2, de longueur respective L1 & L2, et à une descente de charge relevant de la statique pondérée seisme (pour l'exploitation) N1 & N2, sécant à une de leurs extrémités et formant un raidisseur commun sur un hauteur d'étage décrivant en plan un angle aigu, droit ou obtu.

Une approche du cisaillement longitudinal pourrait être celui-ci :

Tu acc = [(0,5 x M1)/L1+(0,5 x M2)/L2)]/2 + |L1-L2|

Et ensuite il reste à dimensionner les aciers selon la règle des couture du BAEL. C'est à ce stade que vous souhaitez limiter les largeurs de table comme pour les poutres, ou à quel moment? je ne vois pas pourquoi? Une poutre voit ses largeurs de table limitées par la portée entre appuis (rien à voir avec une console encastrée à la base) et, à par la couture entres "nervures minces de grandes dimensions", il n'y aurait aucune raison de s'intéresser à ces tables, leur contribution combinée dans la masse est rendu compte par le modèle, selon ses performence.

Aussi, si vous paratagez ou nous mes conclusions, je vous demande quel logiciel est le plus fiable pour obtenir les NTM avec vitesse et précision, pour une ossature CVt voile , portique et mixte. (Epicentre à l'air vraiment bien mais aucun prix sur le site du détenteur et il ne s'intéresse qu'au voiles si j'ai bien compris????) et Etabs en francais existe-il ?

A priori sauf preuve du contraire j'ai l'impression que la règlementation française reste complaite et suffisante, même si elle ne traite pas des murs à rotule plastique à la base et elle pourrait tout aussi bien être enrichi à cet effet.

Bonjour,

Merci à Medeaing pour sa réponse très détaillée concernant l' incidence du bi-moment sur les voiles liés, je suis globalement d'accord sauf sur quelques points :

et de l'article 11.8.2.1.1du PS92

cet article concerne exclusivement les trumeaux , voir 11.8.2.1 , donc, nécessairement, pour une section rectangulaire, on a pas de flexion déviée mais de la flexion composée. Le PS92 n' envisage pas, et c 'est bien là la question posée, de section "complexe" en flexion composée déviée + torsion; mais peut être faut-il comprendre que le règlement suggère de justifier une telle section en isolant chaque partie (trumeau) et à raisonner avec les efforts réduits associés ? C' est par exemple ce que fait le logiciel Epicentre...

Pour le bi-moment, je pense que son effet est négligeable sur le dimensionnement des murs de grande dimension.

1- Les contraintes normales max dues à la flexion se trouvent au niveau des fibres extrêmes de l'âme et une partie des ailes (puisque la résistance des fibres extrêmes des ailes est négligé ''limitation réglementaire de la largeur des tables''). Alors que les contraintes normales Max dues au bi-moment se trouvent au niveau des fibres extrême des ailes (zone négligé pour le calcul des contraintes normale de flexion) puisque l'aire sectorielle maximale se trouve dans ces zones.

Mais il faut remarquer que généralement les charges verticales ne sont pas concentrées mais plutôt répartie sur toute la longueur du voile et il faut remarquer aussi que l'aire sectorielle est symétrique par rapport au centre de gravité de la section avec changement de signe.

Donc le bi-moment crée par une force appliquée au niveau de l'aile gauche sera équilibré par le bi-moment appliquée aux niveaux de l'aile droit.dans le cas générale on n'aura pas une symétrie parfaite mais on aura surement une certaine compensation entre les charges à gauche et à droite du centre de gravité.

Sur la base de ces trois remarques je pense que pour un mur de grande dimension on peut négliger les effets du bi-moment.

Peut-on systématiquement négliger les effets de la torsion gauchie sur la base de ces considérations générales ? il ne faut pas oublier que les dispositions peuvent être très diverses: absence de symétrie, effort normal non centrée, présence de files d'ouvertures (linteaux), changement de géomètrie sur la hauteur....

Il ne me paraît pas possible d' éliminer ce problème comme ceci une fois pour toute !

Dans ce cas je suis entierement d'accord avec vous, le problème est très compliqué puisqu'on doit prendre en compte les effets de la flexion composée déviée et les effets du bi-moment.

nous nous rejoignons donc sur le constat.

Mais je pense que pour les sections en BA on doit utiliser la méthode des bandes (avec répartition linéaire des contraintes) puisqu'on ne peut pas utiliser la règle des trois pivots (Il s'agit d'un bi-moment pas d'un moment fléchissant).

Donc si je vous suis bien, on utilise la méthode des 3 pivôts pour le calcul en flexion composée (éventuellement déviée) et la "méthode des bandes" pour le bi-moment. Mais je ne suis pas sûr que cela soit trés cohérent de mélanger les 2 méthodes suivant les types de sollicitations; ainsi si on raisonne sur un cas simple, mettons une section béton armé en I doublement symétrique sollicitée en flexion suivant sa "mauvaise" inertie et en torsion se traduisant par un bi-moment; le bi-moment se traduit par des flexions antagonistes des deux semelles; la flexion peut se traduire par une flexion identique de chaque semelle; si on isole une semelle, les effets de la flexion d' ensemble et de la torsion se traduiront donc par une flexion unique qui peut très bien servir à dimensionner les armatures. Pourquoi donc "mélanger" les 2 méthodes ?

Oui on peut tenir compte des réductions de la largeur des tables.

1- Pour la phase ''analyse globale de la structure''; on calcul l'inertie de la section totale (sans réduction) et l'inertie de la section après réduction de la largeur de la table. On modélise la section totale (sans réduction des largeurs des tables) mais on affecte l'inertie de la section par un coefficient égale au rapport entre l'inertie avec réduction et l'inertie sans réduction des tables (on peut faire cela on utilisant l'option ''réduction du moment d'inertie'' de la boite de dialogue ''nouvelle section'' de Robot et la même commande existe sous SAP et ETABS). Avec cette méthode la résistance à la flexion de la section sera corrigée sans affecter les autres caractéristiques de la section (rigidité axiale, rigidité tortionnelle, centre de gravité, centre de torsion,….).

2- Pour la phase calcul BA on récupère les efforts réduit calculés dans la première phase et on fait un calcul BA sur une section avec largeur réduite des tables.

Oui c'est évidemment possible de procéder de la sorte mais je ne suis pas sûr que cela soit si commode et je pense que cela n'est pas absolument nécessaire de tenir compte des largeurs de table réduites.

Une approche du cisaillement longitudinal pourrait être celui-ci :

Tu acc = [(0,5 x M1)/L1+(0,5 x M2)/L2)]/2 + |L1-L2|

Pouvez vous expliciter votre formule ? elle ne me semble pas homogène au niveau des unités, le glissement doit être en N/m.

Salutations

Bonjour,

Pour répondre à toutes les commentaires qu'ont suscités mon intervention, je vais tenter de me tenir à la thématique suivante :

"Quel est le meilleur moyen de résoudre le dimensionnement des voiles en béton armé, dans un système de contreventement quelconque, comportant un risque d'exposition à un séisme"

==> Il s'agirait donc de l'ensemble du bâti au niveau mondial puisque nous ne sommes pas des sismologues et qui plus est, la définition du risque sismique (valeur économique, névralgique, humaine ... ) du site à construire dénature la vrai réalité du risque à la base des règlementations sismiques alors que le risque est par essence omnipotent. Mais soyons humbles et rappelons nous que nous ne sommes pas Dieu (ou une autre Force de raisonnement et de savoir inébranlable pour prétendre détenir la vérité sur ce que l'humanité ne peut contrôler) donc se référer au savoir de nos savants reste la solution simplifiée la plus fiable pour agir en état de bonne conscience.

J'espère que tout le monde partage ce point de vue qui me semble le plus logique est sage et je ferme immédiatement cette parenthèse.

Pour étayer le fond de la thématique, je m'intéresse à quelques détails de votre analyse approfondie qui relève à mon avis, plus du domaine de la recherche et de l'établissement des références légales que de leur finalité et de leur application.

D'une part il y aurait le souci majeur de l'ingénieur structure qui va chercher la méthode légale la plus efficace et fiable pour mener à bien sa mission, et je fais partie d'eux ; et d'autre par ceux qui travaillent dans la lumière ou dans l'ombre, avec une rémunération alléchante ou avec encore plus de mérite : bénévolement, pour le compte des premiers.

Je vais donc montrer 2 méthodologies pour résoudre la problématique des voiles :

1°) Si l'on cherche rapidité et fiabilité, je pense qu'il est totalement inutile d'étudier tous les effets secondaires qui agissent sur les éléments voiles vu qu'ils ne dénaturent pas leur comportement de manière assez perspicace pour que la première catégorie d'ingénieurs y attache une importance :

- méthode statique équivalente : on détermine N T M avec un modèle qui ne rend compte que de la répartition horizontale et verticale globale, peu importe les singularités de l'ordre des excentrements verticaux (ou autres) qui n'induisent en pratique que des efforts résiduels en comparaison aux sollicitations principales. Il est tout à fait juste dans cette optique de ne pas tenir compte des voiles orientés selon leur inertie secondaire ;

- méthode dynamique simplifiée (CQC après analyse d'un modèle décomposée en modes) : L'outil mathématique est plus difficile à mettre en œuvre manuellement et on préfèrera l'ordinateur, ce qui permettra également d'analyser les singularités globales relevant des non-symétries et pourquoi pas, des sollicitations NTM hors plan principal (échelle de l'élément voile). Aussi on préfèrera par expérience utiliser 2-3 modes globaux pour la CQC même pour les IGH si le bâtiment est régulier + des modes locaux révélant des singularités souvent ignorées par le commun des logiciels dans leurs résolutions automatiques : cela lève un sérieux doute sur la fiabilité d'un règlement comme le RPA qui (je ne l'ai jamais vu ni lu) fixerait forfaitairement la participation en masse modale de la somme des modes pour être admissible (90% ?????)

- méthode statique en poussée progressive ("push-over" selon Plumier dans ses cours dont Si Medeaing fait référence qui réfèrent eux-mêmes à l'EC8 qui s'inspire lui-même des retours d'expérience de l'ensemble du savoir génie sismique actuel à l'échelle mondiale) : utilisable en bureau d'étude en avant projet pour l'optimisation si elle justifie l'emploi d'un coefficient de comportement profitable au quantitatif d'exécution, elle est également très bien adaptée à l'expérimentation (cf 2°). Notons que le PS92 propose une méthode dans la même idée en proposant d'ajuster le coefficient de comportement à postériori. La méthode est certes, moins simple et efficace, mais elle est tout autant fiable.

2°) Il existe aussi plusieurs procédures beaucoup plus fines pour aboutir à des résultats cohérents comme par exemple : l'analyse elastoplastique avec prise en compte du seuil de fissuration, et chronologique, d'un bâtiment soumis à un accélérogramme réel (retour d'expérience) ou probable (estimation des sismologues) selon un modèle qui reflète, ou pas, des effets négligeables hors plan des voiles. Mais cet aspect du génie sismique ne m'intéresse qu'à titre informatif.

Au final, le commun des ingénieurs à donc peu d'intérêts à s'intéresser à ces effets secondaires, que ce soit pour un voile long ou court avec ou sans voiles raidisseurs, et bien qu'il a été démontré assez justement que les couples de torsion et de flexion hors plans des voiles ont une certaine importance, surtout dans les systèmes de voiles couplés (ex : noyau, cages escaliers ...), il faut bien se rappeler que cela reste négligeable au moment de l'analyse.

Après libre à chaque ingénieur de se tracasser avec, mais je rappelle tout de même que les règles françaises tiennent compte de ces efforts secondaires résiduels dans la détermination des contraintes critiques et l'EC8, indirectement, par le biais du dimensionnement en capacité.

... et si l'on souhaitait vraiment dimensionner un voile à la flexion déviée plutôt que de considérer sa composante dans son plan, on utiliserait certainement sous robot des éléments plaques, et on trouverait que les composantes qui désorientent les sollicitations principales n'auraient aucun effet sur le ferraillage dimensionnant puisque contreventement du bâtiment est omnidirectionnel et la présence de voiles ou systèmes de portiques transversaux va limiter les sollicitations hors plan du voile à dimensionner :

===> les phénomènes d'instabilité sont de plus haute importance !!

===> au mieux cela nous permettrait de prédire de quel côté le voile a le plus de chance de flamber !!

... mais je ne pense pas que ce soit tellement utile.

Une petite explication sur l'importance de la limitation de la largeur des tables:

La formule de la flexion suppose que la contrainte normale soit proportionnelle à la distance à l'axe neutre et elle suppose que la contrainte est constante dans le sens de la largeur de la section. Cette hypothèse n'est juste que pour des sections de largeur petite par rapport à la portée. Dans le cas des poutres de larges ailes cette hypothèse n'est pas justifiée et la répartition des contraintes (aux niveaux des ailes) dans le sens de la largeur n'est pas constante et elle aura l'allure suivante :

[/quote:28vvw6zb]

Monsieur Medeaing, vous n'avez pas répondu à ma question parce que je me suis certainement mal exprimé et c'est pour cela que j'ai écris un roman pour me faire comprendre :

- limiter la participation des tables dans le modèle d'analyse élastique n'a rien de fondé et je pense que ce n'est pas ce que vous cherchez à faire ;

- limiter les tables dans le modèle de dimensionnement ultime à l'échelle du voile considéré linéaire (chaque blocs découpés en tronçons linéaires) est très pertinent ; je ne l'ai jamais fais et je dimensionnais sans en tenir compte, mais parce que je n'ai jamais vu de règlement qui explicite cette méthode dans le cas des voiles.

Quelle serait alors la largeur des tables règlementaires en France, au Maroc et en Algérie??

Tout à fais d'accord et c'est pour cela que je proposais cette petite formule pour régler une fois pour toute les problèmes de détermination des cisaillements longitudinaux aux plans sécants des voiles "liés en plan" :

J'ai fais une erreur à la transcription, je voulais dire :

Moyenne des cisaillements absolus extrêmes induits directement par la flexion + cisaillements directs dans le cas de charges verticales dissymétriques.

Robot pourrait également nous le fournir sans trop se casser la tête puisqu'il y est possible de faire des coupes en tout plans sécants au plan du voile si j'ai bien compris, mais reste tout de même les problèmes de raffinement ou pas du maillage, et de la susceptibilité de la précision.

Je rappelle une question passée au travers :

Epicentre traite-t-il les portiques BA et les ossatures mixtes ?

Bonjour,

méthode statique en poussée progressive ("push-over" selon Plumier dans ses cours dont Si Medeaing fait référence qui réfèrent eux-mêmes à l'EC8 qui s'inspire lui-même des retours d'expérience de l'ensemble du savoir génie sismique actuel à l'échelle mondiale) : utilisable en bureau d'étude en avant projet pour l'optimisation si elle justifie l'emploi d'un coefficient de comportement profitable au quantitatif d'exécution

si vous avez des exemples de calcul push over "utilisable en bureau d'étude" donc pas trop complexe, nous serions ravis que vous en faisiez profiter le forum ! je ne crois pas que cette méthode soit si simple, elle servira surtout pour les constructions existantes (et bonne chance à ceux qui devront l'appliquer..., il faudra se mettre à l'anglais).

Après libre à chaque ingénieur de se tracasser avec, mais je rappelle tout de même que les règles françaises tiennent compte de ces efforts secondaires résiduels dans la détermination des contraintes critiques et l'EC8, indirectement, par le biais du dimensionnement en capacité.

Je ne crois pas que les règles tiennent compte implicitement de ces efforts que vous désignez comme "secondaires résiduels"; il faut en tenir compte dans le calcul des sollicitations. Le dimensionnement en capacité n'a rien à voir avec ces effets non plus.

J'ai fais une erreur à la transcription, je voulais dire :

Tu acc = [(0,5 x M1)/L1+(0,5 x M2)/L2)]/2 + |N1-N2|

désolé mais je ne comprends toujours pas votre formule qui n'est pas homogène.

Epicentre traite-t-il les portiques BA et les ossatures mixtes ?

non, Epicentre ne traite que des structures à voiles.

les raidisseurs transversaux à l'extrémité relèvent-ils de la théorie des poteaux ou des voiles??

ce serait plutot de la théorie des poutres

Je pense que si ces raidisseurs sont de dimension conséquente pour contenir les sollicitions hors plans du voile à dimensionner, et que le système de fondation est cohérent et correctement dimensionné, alors il n'y a pas lieu de s'intéresser aux torsions et flexions et cisaillement secondaires car ils sont dans ce cas illusoires.

Sur quels éléments vous basez vous pour ignorer les effets de torsion ?; si les sollicitations dans les raidisseurs issues de la torsion d ensemble sont du même ordre de grandeur que les sollicitations issues de la flexion d ensemble, pensez vous que l on puisse malgré tout négliger ces effets?

je suis parti du constat que lorsque le voile est très élancé en élévation (voiles PS de l'EC8), le modèle de flexion globale est erroné

de quel type de voile parlez vous ? S il s agit de voile élancé (hauteur >> longueur), alors le dimensionnement à l aide des efforts globaux me semble pertinente puisque qu ils peuvent relever de la théorie des poutres...

Salutations

Bonjour,

si vous avez des exemples de calcul push over "utilisable en bureau d'étude" donc pas trop complexe, nous serions ravis que vous en faisiez profiter le forum ! je ne crois pas que cette méthode soit si simple, elle servira surtout pour les constructions existantes (et bonne chance à ceux qui devront l'appliquer..., il faudra se mettre à l'anglais).[/quote:ortgqwv5]

Je pense avoir les mêmes éléments que vous que j'avais trouvé sur le forum. Un cours de Mr Plumier de l'EPFL, mais je n'ai jamais vu son application.

si vous avez des exemples de calcul push over "utilisable en bureau d'étude" donc pas trop complexe, nous serions ravis que vous en faisiez profiter le forum ! je ne crois pas que cette méthode soit si simple, elle servira surtout pour les constructions existantes (et bonne chance à ceux qui devront l'appliquer..., il faudra se mettre à l'anglais).

Je joins le paragraphe de Mr plumier qui a servi de base à mes propos, mais je suis désolé de n'avoir aucun exemple pratique à vous proposer. Robot propose cette option mais j'ai ouie dire que les analyses non-linéaire de Robot sont des artifices dont il faut se méfier. Je souhaiterais également des éclaircissements.

push-over (en théorie).pdf

Bonjour,

Un grand merci à medeaing de s être penché sur ce délicat problème, je suis tout à fait en accord avec lui sur la méthode proposée :

1- Calculer les efforts réduits (moment fléchissant, effort normal et moment de torsion).

2- Calculer le bi-moment dû au moment de torsion et aux forces verticales.

3- Tracer le diagramme des contraintes normales dues a M et N (répartition linéaire).

4- Tracer le diagramme des contraintes normales dues au bi-moment (pour faire cela on doit tracer le diagramme de l'aire sectorielle).

5- Superposer les deux diagrammes pour trouver la répartition finale des contraintes normales sur toute la section.

6- Isoler chaque partie de la section et reconstituer (pour chaque partie) un moment fléchissant et effort normale en intégrant les contraintes normales (la répartition étant linéaire donc l'intégration ne sera pas difficile).

7- A partir de l'effort normal et du moment fléchissant ''reconstitué'' pour chaque partie on fait un calcul BA standard d'une section rectangulaire soumise à la flexion composé (il s'agit de l'utilisation du diagramme d'interaction (N;M) pas d'un calcul d'une poutre en flexion composée puisque dans ce cas le bras de levier n'est pas constant chaque barre aura son bras de levier).

On peut simplement préciser qu' en cas d ' analyse modale, ce processus est à faire pour chaque mode sélectionné, puis les résultats modaux sont combinés quadratiquement (CQC) avant de calculer le ferraillage (en flexion composée) tout en prenant en compte le domaine de concomittance des sollicitations.

C' est exactement ce que fait le logiciel Epicentre.

Une question subsiste cependant, elle concerne le traitement de l'effort tranchant : comment calculer l'effort tranchant de calcul pour chaque tronçon rectiligne de la section ? A priori, on doit partir des contraintes élastiques de cisaillement, puis en raisonnant sur un tronçon, peut on "uniformiser" les contraintes pour trouver un effort tranchant de calcul pour le tronçon qui nous servirait à faire les justifications règlementaires ?

Enfin, dernière interrogation, à partir de quels efforts doit on calculer les aciers horizontaux de liaison entre tronçons liés par une aréte commune ?

Pour les utilisateurs d Epicentre, cette dernière question est importante car il faut savoir que le logiciel ne calcule pas (pour l instant) ces aciers de liaison.

Je pense qu'il faut mieux modéliser le voile par élément finis surfacique :

Certes dans ce cas le nombre de DDL sera très important, on risque d'avoir des problèmes de maillage incohérent et on aura des erreurs dans le calcul des efforts réduits.

Mais il faut remarquer que dans ce cas les effets de la torsion gênée seront captés (et combinées avec les effets de la flexion) automatiquement par le modèle (on a pas besoin de calculer le bi-moment, tracer le diagramme de l'aire sectorielle, ….). Dans se cas on n'a qu'à isoler chaque partie du voile, faire des coupe pour tirer N et M réduit et faire le dimensionnement BA en flexion composée.

Oui, en cas d utilisation des éléments finis, le passage par les efforts réduits de chaque partie du voile est indispensable pour effectuer les vérifications règlementaires. Il ne faut cependant pas oublier les sollicitations hors plan dont les sollicitations donnent des ferraillages sur chaque face qui sont à cumuler à ceux issus des efforts réduits.

Robot propose cette option mais j'ai ouie dire que les analyses non-linéaire de Robot sont des artifices dont il faut se méfier

Pouvez vous préciser votre pensée ?

Merci

Salutations

Bonjour,

Une question subsiste cependant, elle concerne le traitement de l'effort tranchant : comment calculer l'effort tranchant de calcul pour chaque tronçon rectiligne de la section ? A priori, on doit partir des contraintes élastiques de cisaillement, puis en raisonnant sur un tronçon, peut on "uniformiser" les contraintes pour trouver un effort tranchant de calcul pour le tronçon qui nous servirait à faire les justifications règlementaires ?

Oui en effet si l'on travaille avec un modèle informatique, le logiciel distriburait le trachant plus ou moins bien, selon les sections élastiques à la base du système de contreventement.

A la main on pourrait également avoir une très bonne approche du cisaillement de calcul en distribuant au prorata des sections mais, si l'on part du principe que le maillage EF élastique est mieux représentatif du véritable comportement du béton, on pourrait conclure que l'établissement du tranchant à la base sera plus fiable avec l'ordinateur.

Ce qui n'est pas tenu compte avec la répartition au prorata est la contrainte tangentielle induite par les déformations globales à l'échelle de la structure. En effet le moment global ainsi que d'autres effets du domaine des flexibilités globales vont provoquer dans la coupure de calcul, des efforts tangents de compression ou traction dans les 2 autres directions principales de l'unité élémentaire à intégrer sur la coupure.

Enfin, dernière interrogation, à partir de quels efforts doit on calculer les aciers horizontaux de liaison entre tronçons liés par une aréte commune ?

J'avais proposé une quantification manuelle, quant pensez-vous?

Oui, en cas d utilisation des éléments finis, le passage par les efforts réduits de chaque partie du voile est indispensable pour effectuer les vérifications règlementaires. Il ne faut cependant pas oublier les sollicitations hors plan dont les sollicitations donnent des ferraillages sur chaque face qui sont à cumuler à ceux issus des efforts réduits.

[/quote:rjs7b5ks]

Juste une petite question pour essayer de comprendre la DDS aux EF en prenant pour base Robot :

Le 2 "bi-moments" de flexion tangentiels et les 3 "bi-moments" de torsion sont-ils consiérés par le modèle plaque/coque ou faut-il mieux modéliser en EF volumiques pour en tenir compte ?

Il s'agissait d'une conférence à l'instar de l'implantation de Robot au Maroc, à Casablanca. Monsieur Jalil, invité d'honneur, avait pour mission de venter les mérites du logiciel. Malgrès tout il avait sous-entendu que :

"le modèle d'analyse non linéaire n'était pas du tout fiable et que cette option avait été intégrée plutôt à but commercial".

A l'époque Robobat devenait Autodesk. Peut-être qu'il y a eu une évolution favorable depuis.

Peut-être que le souci était que Robobat Structural Analysis 2009 étudiait les effet non-linéaires sur la base d'un modèle élastique. Avec un artifice sur les résulats qui approcherait le comportement ductile des matériaux.

A mon avis une véritable analyse non-linéaire requiert un paramétrage poussé des lois de comportement des matériaux et des paramètres de section, pour vraiment savoir où les rotules plastiques vont apparaître les premières, au fur et à mesure du déplacement de l'axe neutre, après dépassement du premier palier plasique. Avec ma modeste connaissance de Robot, je conclurais qu'il ne peut résoudre avec son modèle de calcul, puisque la section d'acier théorique des coupures de barres et EF de maillage ne peut pas automatiquement être optimisée sismique, en tenant compte des renforts d'acier dans les rotule par exemple.

Tout cela reste bien entendu à développer et à confirmer par l'expérimentation, mais avant je voudrais savoir si je me trompe dans ces hypothèses, vu que je ne connais pas Robot.

Merci de votre attention. :D

Bonjour,

En effet le moment global ainsi que d'autres effets du domaine des flexibilités globales vont provoquer dans la coupure de calcul, des efforts tangents de compression ou traction dans les 2 autres directions principales de l'unité élémentaire à intégrer sur la coupure.

Je ne vous comprends pas, de quels efforts parlez vous?

Enfin, dernière interrogation, à partir de quels efforts doit on calculer les aciers horizontaux de liaison entre tronçons liés par une aréte commune ?

J'avais proposé une quantification manuelle, quant pensez-vous?

Je pense que votre formule n est pas dans les unités attendues pour un glissement (Force/longueur), donc elle est fausse...

Le 2 "bi-moments" de flexion tangentiels et les 3 "bi-moments" de torsion sont-ils consiérés par le modèle plaque/coque ou faut-il mieux modéliser en EF volumiques pour en tenir compte ?

je ne pense pas que la modélisation volumique soit utile (heureusement!) mais d' où sortez vous vos 5 bimoments ?

"le modèle d'analyse non linéaire n'était pas du tout fiable et que cette option avait été intégrée plutôt à but commercial".

A l'époque Robobat devenait Autodesk. Peut-être qu'il y a eu une évolution favorable depuis.

Peut-être que le souci était que Robobat Structural Analysis 2009 étudiait les effet non-linéaires sur la base d'un modèle élastique. Avec un artifice sur les résulats qui approcherait le comportement ductile des matériaux.

Si c' est Jalil qui le dit, je suppose qu il a raison.

Je crois que les non linéarités dans Robot ne peuvent être déclarées que dans des rotules, dont la position est forcément fixée par l utilisateur. Donc je pense que vous avez raison, ce n est qu une approche du comportement non linéaire; pour mieux faire, il faudrait pouvoir utiliser des modèles à fibres mais Robot n en dispose pas encore.

Pour les connaisseurs des autres logiciels (Graitec, Etabs, Sap...) , est ce que ces logiciels permettent de faire des modèles à fibres ?

Salutations