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  1. Bonjour M. @bangmoussa, effectivement M. @BELLAMINE, ce rapport prétend être de niveau G2 selon la Norme NFP94500, mais il ne s'agit que d'un simple compte rendu d'investigations in-situ et de laboratoire sans ingénierie. C'est très insuffisant et pas du tout au niveau G2 ...au mieux on est sur une G1 Etude de Site. A priori, géotechniquement il y a 2 zones très différentes : la zone "Residential area" avec des données pressiométriques plutôt bonnes, sans eau...mais avec des essais de labo surprenants, la zone "Government unit" avec des données pressiométriques faibles jusqu'à 3.50 à 6.00 mètres de profondeur, de l'eau à faible profondeur et apparemment un horizon argileux potentiellement sous consolidé (ou limite avec sigma'p < sigma'v0) Pour donner un "taux de travail" pour vos 2 projets, il faut nous décrire ces projets : schémas de principe, coupes des ouvrages, type de DDC (isolées, filantes,...) et une fourchettes des DDC (par exemple : 100 T/appui ou 45 T/ml ou 5 T/m²...)...et là on pourra vous donner un peu plus d'infos. Ceci étant dit vous pouvez aussi exiger du BE Géotechnique qu'il respecte son contrat et produise un rapport réellement de niveau G2...POUR INFOS : en page 4 au paragraphe "Introduction", le rédacteur précise qu'il s'agit d'un "rapport provisoire" => êtes vous sûr d'avoir la dernière version du rapport ? Cordialement PS : oui un IP > 80% effectivement c'est rare, à tel point que cette valeur dépasse les limites du Diagramme de Casagrande ! Géotechniquement on est dans des argiles "colloidales" associées avec une limite de liquidité à 153% => on est dans le domaine de l'ultra compressible => il va forcément falloir éviter de fonder quoi que ce soit dans cet horizon (il faudra quand même demander au BE geotech de vérifier et de confirmer ce résultat).
  2. Bonjour @Tony_Contest, Il n'est bien évidemment pas question de remettre en cause des règlements et méthodes sur lesquels tout le monde s'accorde. Ce que je décrit dans mon précédent post revient à la "méthode 2" de votre document "Excentrement de SF.pdf"...le but étant de veiller et de s'approcher au mieux d'une contrainte uniforme sous la semelle (surtout pas triangulaire => pas acceptable, mais plutôt trapézoïdale et au mieux avec un trapèze se rapprochant le plus possible d'un rectangle). Mais en fonction de l'intensité des efforts réels appliqués à la semelle cette méthode peut ne pas réussir à rendre uniforme (ou presque) cette contrainte. Dans ces conditions la proposition de @BELLAMINE (ou @MRB ) semble correcte. La dernière solution que je propose (massifs et poutres d'équilibre) est également régulièrement mise en œuvre. Cordialement
  3. Bonsoir, Effectivement, pour une semelle filante sous un voile excentré, le principe est bien de considérer une contrainte uniforme sous la semelle (dans sa largeur B ) et ce malgré l'excentrement du voile ce qui suppose des armatures suffisantes à la jonction voile/semelle pour interdire toute rotation de la semelle par rapport au voile (l'angle de 90° entre semelle et voile doit rester de 90° - la rotation doit être bloquée). Si ce n'est pas faisable structurellement alors la solution proposée par M. @BELLAMINE selon le schéma de M. @MRB , en s'assurant de la continuité des aciers dans les angles et au niveau de la (ou "des" si besoin) semelle en refends, peut effectivement aider à équilibrer la semelle supportant le voile excentré. Ceci étant dit, la solution semelle filante en limite de propriété n'est peut être tout simplement pas la bonne. Pourquoi ne pas remplacer cette semelle filante en limite de propriété par des massifs isolés, décalés vers l'intérieur du projet, chargés de manière centrée par des poutres d'équilibre travaillant en consoles pour reprendre le voile ? Cette solution a le désavantage de concentrer des charges plus élevées sur les massifs, mais elle règle le problème d'équilibre des appuis. Cordialement.
  4. Je ne voulais finalement pas "rajouter une pièce dans le juke box" ...il y a toujours un risque au final de brouiller le message. Mais vous avez eu le temps de capter ce que je voulais rajouter et su le retranscrire dans votre dernier post Cordialement
  5. Bonjour @BELLAMINE, Pour les bonus effectivement...je vous en ajoute un
  6. Bonsoir @MRB, Je pense que cette méthode, pour ce type d'ouvrage avec des exigences structurelles particulières, sollicitant souvent fortement les sols supports, avec des exigences de déformabilité et de durabilité sévères, est prudente et qu'elle rend compte de 2 choses importantes vis à vis des sols : - ils sont naturellement imparfaits, même à l'échelle d'un appui, et par conséquent le calcul d'un tassement unique sur la base d'un modèle géotechnique forcément "moyen" ne peut mathématiquement pas rendre compte de ces imperfections des sols supports et donc des tassements différentiels susceptibles d'exister même sous un unique appui, - que les sols ne sont que "pseudo-élastiques" et que par conséquent tout déplacement acquis est acquis à jamais. Si on retire la surcharge, le sol ne se remettra pas en place (en tout cas pas exactement). Le fait d'ajouter ou de retirer au tassement classique (ELS QP, plus que probable), des tassements acquis de manière ponctuelle (et/ou aléatoire, mais prévisible quand même) lors d'épisodes ELS rares ou ELU Fondamental et Durable semble donc justifié. Rappelons que l'évaluation des tassements en géotechnique aboutie toujours à une ou des estimations et non à un résultat précis. Certains rapports géotechniques donnent des résultats de calculs de tassements en millimètres avec 2 chiffres après la virgule ce qui est incohérent et non réaliste. Cordialement
  7. Bonsoir @MRB, Pour les semelles sous bâtiments l'enjeu semble a priori moins crucial, sauf pour les cas sismiques. Mais l'approche est la même : - le "tassement" à long terme est évalué sous sollicitations quasi permanentes (ELS QP) => et le kv (longue durée) par exemple avec des données pressiométriques est alors égale a = contrainte/tassement ou : => le kv pour des courtes durées est généralement considéré ki = 2 x kv => et cela ne vaut que pour des semelles "infiniment rigide" avec B < 2 x L0 (cf fasc. 62 titre V) - la raideur dite "statique" peut aussi être évaluée à partir des formulations analytiques de différents auteurs (Gazetas, Buchi, Newmark-Rosenblueth, Pais et Kausel,...etc). Ces formules sont souvent données pour une fondation en surface ! Ces mêmes auteurs donnent généralement des formulations corrigées pour tenir compte de l'encastrement (ce dernier augmente les raideurs statiques). - et pour la réponse dynamique sous sollicitations sismiques par exemple, on applique aux formulations précédentes un "modificateur dynamique de la raideur statique" noté alpha et un "ratio d'amortissement radiatif" noté Beta. Comme pour les pieux, on peut donc établir une "Matrice de rigidité" pour les semelles avec une raideur verticale, des raideurs transversales et des raideurs en rotation. La Norme NF P 94261 propose également des formulations (extraites des travaux de Gazetas et du règlement FEMA356). Il existe des documents très intéressants sur ce sujet et que l'on trouve facilement avec google : un PPT rédigé par M. CUIRA, avec des schémas clairs, consultable sur le site du CFMS : https://www.cfms-sols.org/sites/default/files/03_cfms_iss_iss_fondations_f.cuira.pdf une thèse très bien documentée "Interaction dynamique sol-structure" par Amine Bou Mehdi Cordialement
  8. Relisez bien mon post ce n'est pas ce que je dis ! ...réglementairement oui les tassements se calculent à long terme sous sollicitations quasi-permanentes (ELS QP)...MAIS, comme vous le rappelez justement, nous sommes sur ce fil de discussion non pas pour parler des "tassements" au sens règlementaires du terme mais plutôt des déplacements...d'où la notion de modules de réaction. La différence entre les 2 termes étant liée au temps. Un mât de communication fondé sur pieux, par exemple, va osciller sous l'effet du vent. Ces oscillations vont se traduire en efforts en tête des pieux sous le chevêtre...et ces pieux vont se déplacer horizontalement et verticalement => on est bien là dans le cas de déplacements sous l'effet d'actions à court terme ! ...et on évalue ces déplacements en tenant compte : structurellement du module instantané du béton constituant les pieux, géotechniquement, du module de réaction à court terme des sols. C'est le problème de ce fil de discussion...ça part dans tous les sens
  9. ...concernant votre dernier post...oui c'est tout à fait normal. Le tassement à court terme n'est qu'un état transitoire, un tassement "faible" car tenant compte de caractéristiques des sols à court terme, non drainée, et donc pas durable si l'application de la contrainte dure dans le temps... Amicalement
  10. Re re bonjour Effectivement il y a "mélange"...les géotechniciens et les rapports géotechniques ne sont pas toujours très rigoureux sur les mots. Il y a aussi mélange entre structure et sol ... et du coup ce fil de discussion devient difficile à suivre car il mélange des notions à la fois proches et très différentes. Les sols sont des matériaux pas du tout "parfaits" au sens structurel contrairement au béton armé et à l'acier. Comme vous le précisez, la notion "court terme = temps < 24H" n'est pas applicable au sol. Le court terme pour un sol c'est un temps inférieur à la dissipation des contraintes et des surpressions interstitielles, et ce temps peut être plus ou moins long en fonction notamment de la perméabilité du sol. Pour un talus par exemple, le court terme correspond à la durée pendant laquelle on peut compter sur la cohésion non drainée Cu pour assurer la stabilité du talus...le long terme arrive lorsque cette Cohésion non drainée Cu s'est en partie dissipée et qu'elle ne permet plus au talus d'être stable. Dans certains sols, essentiellement sableux avec une légère matrice argileuse, ce court terme peut durer quelques heures, alors que pour un sol plus fin, normalement consolidé, en fonction de l'exposition du talus aux conditions météo, le temps de dissipation de la Cu, le court terme donc, peut durer plusieurs jours. Pour le géotechnicien les notions de durées d'application de longues durées, courtes durées et sollicitations très brèves ne peuvent pas non plus être directement reliées à un temps précis (< ou > à 24 Heures), mais plutôt à la nature de l'action. Une charge permanente sollicitera le sol sur une longue durée d'application, alors que pour le vent, on considérera plutôt de courtes durées d'application. La neige qui s'accumule sur une toiture sera plutôt de longue durée d'application alors qu'une charge routière sera plutôt de courte durée...etc... Cordialement ...vous postez trop vite...
  11. Bonjour, Donc vite fait depuis le boulot (!)...en fait pour le géotechnicien il faut comprendre les modules de réaction "K" par la durée d'application des sollicitations. Que ce soit pour des déplacements verticaux ou horizontaux, le sol affiche : - un "K" sous longues durées d'application - un "K" sous courtes durées d'application, généralement 2 fois plus grand que le précédent, - un "K" sous durées d'application très brèves, accidentel ou sismique, généralement de l'ordre de 3 fois le cas précédent Comme tout cela est long à écrire, on simplifie généralement par : Ksis = Kacc = 3 x Kct et Kct = 2 x Klt...et ce que ce soit pour des Kh (horizontaux...ou Kx ou Ky ou Kxy) ou des Kv (verticaux...ou Kz).... Mais il est vrai qu'il y a un certain manque de rigueur dans les rapports géotechniques au sujet des notations des modules de réaction. Cordialement
  12. Entièrement d'accord avec votre dernier post...et je crois que les mêmes problèmes en termes de formation des plus jeunes existent aussi dans le domaine de la structure Cordialement
  13. Bonjour M @BELLAMINE, Oui effectivement c'est toute la difficulté du géotechnicien qui tente de caractériser des matériaux dont les caractéristiques sont variables en fonction du temps, de leur degré de saturation,...etc... Si on prend le cas de votre exemple, Em1 et Em2 vont effectivement être différents, mais normalement, si l'essai pressiométrique a été correctement réalisé, alors alpha1 et alpha2 seront également différents et au final le calcul de tassement avec (Em1;alpha1) ou avec (Em2;alpha2) devrait aboutir à des résultats très proches. Concernant le choix d'une moyenne géométrique pour l'analyse des Pl et celui d'une moyenne harmonique pour l'analyse des Em, ces choix viennent d'analyses statistiques des données. Des statisticiens ont pu démontrer que pour une "population" donnée de valeurs pressiométriques (avec tests statistiques pour s'assurer qu'une valeur mesurée fait bien partie ou non statistiquement d'une population de valeurs) ces moyennes (géométrique pour les pl et harmonique pour les Em) étaient celles qui permettaient de caractériser au mieux un groupe de valeurs au sein d'une même couche...MAIS il est vrai que le débat reste ouvert. Pour les Pl, en fonction de l'écart type, je retire souvent une portion de celui-ci à la moyenne géométrique des Pl (ou j'écarte manuellement les valeurs extrême). J'utilise également de temps en temps une approche statistique basée sur une loi Log Normale avec test de Student...MAIS cette démarche nécessite un grand nombre de valeurs au sein d'une même couche et est donc difficilement envisageable pour de petits chantiers. Concernant le deuxième point de votre post, vous nous titillez un peu là quand même ...vous savez très bien qu'on ne peut pas écrire Plm = Gamma.h ! Avec le temps on a oublié que la véritable définition de la Pl* c'est Pl* = Pl-P0 avec P0 = Y.h. La Pl correspond à la pression limite d'un sol, soit une donnée intrinsèque au sol, augmentée de la pression de confinement de ce sol, variable avec la profondeur (Y.h). Enfin je voudrai ajouter qu'effectivement vous avez raison, pour faire vivre un site comme celui-ci, il faut des intervenants passionnés comme vous l'êtes, au risques parfois d'agacer, mais sans jamais céder à la facilité intellectuelle. Vos interventions, peut être parfois un peu trop "directes" ont le mérite de nous forcer à nous remettre en question et à nous interroger nous même sur ce que nous pensons ou croyons savoir. Amicalement
  14. Bonjour, Il y a beaucoup de notions différentes dans les récents posts de M. @BELLAMINE et de M. @MRB . Selon les précédents posts, le Kv recherché semble dépendre uniquement d'un module E vertical. Les géotechniciens savent bien que ce n'est pas aussi simple. Le tassement vertical d'un sol ne peut s'envisager que si il y a déplacement par expansion horizontale (et même radial) du sol (ça ressemble beaucoup à ce que mesure la sonde pressiométrique non ? ). Le fonctionnement du pressiomètre est souvent mal compris. Pour mémoire, un sol c'est : un squelette solide, avec des liaisons plus ou moins fortes; un milieu poreux, avec des pores communicants ou non entre eux et déterminants ainsi la perméabilité, et dans ces pores, soit de l'air, soit de l'eau. Concernant les calculs de tassements (et donc ceux des Kv) lorsque l'on surcharge un sol, la contrainte est reprise : en partie par le squelette solide, qui en fonction de sa rigidité va se charger d'une partie plus ou moins grande de cette contrainte, et dans le cas d'un sol saturé, en partie par l'eau, incompressible, qui va se charger au moins dans les tous premiers temps, de reprendre le reste de contrainte non prise en compte par le squelette solide du sol. A court terme donc, au moment ou la surcharge est appliquée sur le sol, les tassements instantanés sont généralement faibles. Puis, sur le long terme, l'eau (ou l'air), sous pression va chercher à s'échapper par les pores communicants du sol : dans un sol fin, peu compact et saturé : le squelette solide du sol ne va encaisser qu'une toute petite partie de la contrainte. L'eau contenue dans ses pores va donc se charger du reste et monter en pression : Le premier risque est que la pression interstitielle soit plus forte que la pression limite du sol => on obtient alors une rupture par poinçonnement sous la surcharge, si la pression interstitielle reste en deçà de la pression de fluage du sol, alors, en fonction de la perméabilité du sol, l'eau va "s'échapper" plus ou moins vite du volume de sol surchargé. En s'échappant de ce volume, la pression interstitielle va chuter progressivement, transférant progressivement la charge initialement prise par l'eau au squelette solide du sol. Cette chute de la pression interstitielle va s'accompagner d'un tassement du squelette solide du sol, qui va durer un temps plus ou moins long, fonction de la perméabilité du sol et de la rigidité du squelette : => c'est le domaine d'emploi privilégié des essais œdométriques, généralement associés avec la mesure du Cv de manière à évaluer le temps qui sera nécessaire pour acquérir les tassements, => mais cet essai est assez cher (carottage + labo). L'essai pressiométrique, bcp moins cher à réaliser, permet par convention, de donner un tassement à 10 ans, en supposant qu'au bout de 10 ans, dans la majorité des cas, 100% des tassements seront acquis => il s'agit d'une convention liée à la théorie pressiométrique. au final, lorsque la pression interstitielle sera équilibrée, le Kv sera bien égal à la contrainte sur le tassement final. dans un sol fin, peu compact sec : le résultat en termes de tassement va être peu ou prou le même que dans le cas précédent. La seule différence étant qu'en absence d'eau, le temps d'acquisition des tassements sera plus court => mais là aussi, le Kv sera bien égal à la contrainte sur le tassement final. dans un sol granulaire, compact, saturé ou non : pour ceux qui connaisse, les alluvions du Rhin par exemple, ou celles de la Savoureuse près de Belfort, constituées de graves pluri-centimétriques, avec peu de fines, et affichant des Pl supérieures à 5 MPa, la surcharge appliquée sur le sol sera presque entièrement reprise par le squelette solide du sol. L'eau ne sera que très faiblement mise en pression et cela pendant un très court moment puisque la perméabilité du sol est très élevée (de l'ordre de 10-2 m/s) => donc saturée ou non, le Kv sera bien égal à la contrainte sur le tassement final...et dans ce type de sol, pas possibles d'envisager des essais œdométriques, enfin dans une roche, le principe est le même, sachant qu'une roche peu être plus ou moins compactes, plus ou moins poreuse et perméable (pores communicants ou non) et plus ou moins fracturée...et la aussi pas d'essais œdométriques envisageables. Donc que le sol soit saturé ou non, cela ne change rien sur la raideur "apparente" à long terme. Seule la réaction instantanée est influencée par l'état de saturation. Concernant l'anisotropie des sols, la théorie pressiométrique en tient justement compte par l'intermédiaire du coefficient rhéologique alpha dont la définition est le rapport entre : le module pressiométrique Em qui selon la définition de L. Ménard est un module de distorsion du terrain mesuré dans un champ de contrainte déviatorique (ce qui correspond bien au mode de chargement du sol par la sonde pressiométrique) sur le module de déformation E+ du sol dans un champ de contrainte "quasi isotropique" (soit un module de type oedométrique mesuré dans un champ de contrainte isotropique ou sphérique) soit alpha = Em/E+ Au final, les tassements purement verticaux n'étant possibles que si il y a déplacements radiales, les formulations de calculs des tassements basées sur les modules de déformation mesurés au pressiomètre sont cohérentes. Amicalement
  15. Bonsoir, Revenons au problème initial ...il n'est pas aussi simple que ça. Je vais reprendre ci-après plusieurs points extraits de l'article "Estimation du rapport E/Em : application aux radiers de grandes dimensions" de Hoang, Cuira, Dias, Miraillet - JNGGI2018 Depuis longtemps les géotechniciens tentent sans relâche d'utiliser les données pressiométriques pour justifier à peu près tout. Cet essai est pratique car il présente l'avantage de donner à la fois un paramètre de déformabilité et un paramètre de rupture. Pourtant, si l'évaluation de tassements sous une semelle à partir des données pressiométriques donne des résultats réalistes pour des sols normalement consolidés (ou même très légèrement sur-consolidés), cette même évaluation des tassements avec des données pressiométriques sous des ouvrages très grands ou sous des remblais de grandes hauteurs, ne marche plus ! M. Combarieu a pu démontrer que le rapport E/Em était fonction non seulement des dimensions (et du rapport B/L) mais aussi du type de sols et de leur niveau de consolidation. Pour une semelle circulaire isolée par exemple, l'égalité de tassements calculés avec la formule de Ménard et avec la formulation élastique classique suppose, pour l'exemple étudié, les rapports entre E et Em suivants : Ainsi pour une semelle circulaire sur des sables et graviers normalement consolidés avec alpha = 0.25, le rapport E/Em passe de 2.78 à 10 pour B passant de 0.60 à 6.00 mètres ! Alors que pour ces mêmes dimensions, sur une argile normalement consolidée avec alpha = 0.5, le rapport passe de 2.50 à 5.56 => la mise en place d'une règle universelle ne semble donc pas simple d'autant plus que le coefficient alpha est censé dépendre et évoluer au sein d'une même couche avec sigma'v0 ! On voit bien là que les erreurs dans l'estimation des tassements (et par extension les erreurs dans l'estimation des raideurs) peuvent être conséquentes. Des observations similaires ont pu être réalisées par Schmitt à partir de parois instrumentées. La reproduction à partir d'un modèle aux EF des déplacements mesurés sur chantier nécessite de considérer des modules valant 2 à 6 fois Em/alpha. Ces constats sont assez "logiques" : les sols ne sont pas des matériaux élastiques linéaires => leurs modules sont influencés par la plasticité et par la dégradation de la rigidité avec la déformation, et donc le sols n'ont pas 1 module mais des modules fonctions du niveau de la contrainte et de celui de la déformation ! (et oui ce concept est probablement difficile à intégrer pour ceux qui utilisent au quotidien des matériaux aussi parfaits (par rapport aux sols) que le béton et l'acier ) Aujourd'hui il n'y a pas vraiment de règles claires sur le sujet (seules quelques règles semi-empiriques) et cette situation est potentiellement une source importante de sinistres réels ou financiers (mise en place d'inclusions rigides sous radiers ou dallages alors que non nécessaires (tassements sur évalués), sous-estimations des déplacements d'une paroi entrainant des déplacements d'un mitoyen à l'amont, sous estimations ou sur estimations des raideurs et donc des sollicitations renvoyées en réaction par les fondations à la structure...etc). Le projet ARSCOP (nouvelles "Approches de Reconnaissance des Sols et de Conception des Ouvrages géotechniques avec le Pressiomètre") a de larges ambitions pour relancer le développement et l'utilisation du pressiomètre et notamment, vis à vis des déplacements, celle de réussir à définir une "loi de dégradation" indépendante de la forme ou de la rigidité de la fondation, en tenant compte de la diffusion de la contrainte en profondeur et également de la variation du niveau de déformation avec la profondeur. C'est un projet réellement important autant pour les structuralistes que pour les géotechniciens car il permettra à l'avenir de mieux cerner les effets des interactions sols/structures. En attendant les conclusions du projet ARSCOP, nous devons nous contenter des méthodes semi-empiriques évoquées par @anchor, @zanetti , @Tony_Contest...à utiliser avec prudence...et surtout, les géotechniciens doivent oublier le recours trop systématique à la relation E = Em/alpha car trop souvent source d'erreurs ! (cette relation donne en réalité non pas un module d'Young mais un module de type œdométrique utilisable sous des radiers épais (infiniment rigide par rapport au sol mobilisé) et de grandes dimensions). Cordialement
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