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philkakou

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  1. L'analyse modale permet de modéliser le comportement vibratoire de la structure sous certaines fréquences liées effectivement à la circulation qui peut générer ces fréquences. La vitesse entraine des sollicitations supplémentaires aux charges statiques des convois roulants. Ce coefficient de majoration dynamique a pour but de substituer aux charges statiques réglementaires (on va dire à l'arrêt sur le pont), des charges également statiques procurant sensiblement les mêmes sollicitations que ces convois qui roulent. Cela n'a donc rien à voir avec l'analyse modale qui va te permettre de voir si l'ouvrage est sensible à une fréquence de résonance ou pas. Ce serait bien de fournir le fichier robot et des plans autocad de ton ouvrage en pièces jointes
  2. Le raisonnement se tient pour la flexion longitudinale. Le guide évoque uniquement mu alors que Calgaro parle de K mu et tau. J'adapterai mon programme pour laisser le choix d'appliquer ou non la tangente. Il est bénéfique de soulever des questions pour bien assimiler la méthode. J'en profite pour émettre un questionnement assez particulier au sujet de la rigidité unitaire flexionnelle et du coefficient de poisson Cela concerne évidemment que les ponts à poutres et pas les dalles... Si l'on tient compte du coef de poisson v, il faut modifier la rigidité unitaire de la dalle par le coef 1/(1-v²) Ce faisant, on impacte le coefficient theta et par la même occasion alpha. OK Si on prend v=0, cela donne une autre valeur de la rigidité flexionnelle autre que celle obtenue pour v=0,20 Donc, selon ce raisonnement, pour un tablier donné : - aux ELU : v=0 -> theta et alpha ont une valeur spécifique - aux ELS: v=0,2 -> theta et alpha ont des valeurs différentes ! Il faudrait donc en toute logique, pour un tablier à poutres, tenir compte de coefficients theta et alpha distincts selon le coefficient v (0,2 ou 0) quand on examine les sollicitations aux ELS ou aux ELU. Je ne pense pas qu'on fasse cette distinction ! A votre avis ?
  3. Kleinlogel cadres https://mega.nz/#!dnQnGCpb!4yGU4EmJxPA13y_uOJVXiFHIT_OWdH6nH9uNAGRT2bo formes de cadre https://mega.nz/#!A6AFRYCa!vpzgMEEVx3vtg6t3b3ltnyOY7H7ugrqVYSKRVpTIwJY infos sur raideur du sol https://mega.nz/#!BvAnDa5L!_VwUhxFK86DIbot1JbpAEtta-3WKZh3ojOhAUKGyxDA valeurs types en mecasol https://mega.nz/#!R7YxGK6S!T0zocrFvgjCzvmEF-OPTLCU0ZY1K8PVYpVF7EtA4BdQ
  4. Faut pas chercher midi à 14h ! Si le projet initial fait état d'un OA à 5 travées, le choix s'est simplement porté pour plus de facilité vers des des OA préfabriqués en usine et transportés sur site Avoir 5 travées conduit à construire 2 dalots préfa l'un à 3 travées et l'autre à 2 travées en fonction également des contraintes de transport et de manutention sur site. Ensuite, un piédroit se trouve ainsi plus épais car les OA sont accolés. Pour éviter tout tassement différentiel, j'aurai tendance à regrouper les 2 OA par des tirants traversants avec plaques sur les piédroits. OUPS, j'avais pas lu la page n°2 des commentaires qui reprend ce que je dis
  5. J'ai fait un document sur la méthode de clapeyron ou des 3 moments pour un OA à 3 travées continues avec la détermination pour chaque cas de chargement sur chaque travée, des formules RDM. Il te suffit de les appliquer sous excel et tu retrouveras le principe sous jacent à la méthode de caquot
  6. La durabilité impose de ne pas laisser le pied du poteau en bois au contact direct du béton à cause des stagnations d'eau qui entrainerait des pourritures. Il existe des pieds métalliques de poteau bois qui répondent à cette exigence.
  7. Oui mais pour le calcul du moment d'inertie de torsion (dernier message de ce sujet) il y a un hic quand la droite reliant les sommes Mi et Mi+1 est une droite verticale s'écrivant de la forme x=xi sans mention de Yi car on ne peut définir le coefficient directeur ai à cause de la division par 0. Tablier poutre dalle : points constitutifs Mi(xi;yi) (2;0) - (8;0) - (8;0.75) - (10;0.75) - (10;1) - (0;1) - (0;0.75) - (2;0.75)
  8. Bonjour, Effectivement : Ne pas tenir compte des coefficients CRT puisque la modélisation est aux EF mais c'est une grave erreur de ne pas tenir compte du coefficient de majoration dynamique car celui-ci majore les sollicitations des charges appliquées de manière statique pour tenir compte de la réalité des charges roulantes à vitesse v non nulle.
  9. J'aborde le problème différemment. Déterminer l'inertie de torsion d'une section composée est complexe et pourtant indispensable pour la détermination correcte du paramètre de torsion alpha. Une section rectangulaire ne pose pas de problème car la formule d'approximation donne des résultats corrects mais modéliser une poutre à section variable en la décomposant en plusieurs rectangles n'est pas idéal. On obtient des moments d'inertie de torsion vraiment distincts des moments réels. Pour m'en rapprocher, j'ai trouvé cette solution, à savoir considérer la poutre sur la hauteur totale de l'âme et de sa membrure supérieure voire âme+1/2 aile sup Le mieux, c'est de déterminer la constante réelle de Saint Venant et de lui retrancher l'inertie de torsion du demi hourdis pour être dans la logique GMB. Et encore ! ce n'est pas exact car la somme des différentes inerties ne conduit pas à cette constante... IL faudrait en toute logique calculer la constante de SV pour la poutre dalle amputée de la moitié du hourdis pour être dans le juste. On continuerait ensuite les calculs. Donc, si l'artifice initial de calcul emploie une partie du hourdis pour me rapprocher de la caractéristique mécanique de torsion recherchée de la poutre, cela n'influence pas à mon avis, la fiabilité des calculs suivants servant à déterminer la rigidité unitaire transversale ou longitudinale. Cela ne signifie pas un double emploi de la table de compression sauf si l'approximation conduit à dépasser la valeur réelle de la constante de SV dans le cas de poutres très larges.
  10. Bonjour, Un petit détail quand même sur la détermination du paramètre alpha via la rigidité de la poutre dalle La constante de Saint Venant de torsion de la poutre dalle modélisée dans l'exemple pris est de 0,54407 m4 selon les calculs que j'ai fait. Selon tes calculs, avec la méthode approchée rectangulaire, tu arrives à une constante Itorsion de 0,1667 m4 très inférieure à la réalité de la poutre dalle 10 x 0,28^3 / 3 = 0,07317 m4 poutre 6,54913 x 0,35^3 / 3 = 0,093598 m4 --> 0,093598+0,07317 = 0,1667 ou 0,093598 + 0,07317/2 = 0,13018465 m4 = Itorsion avec Jp = G x Itorsion = Itorsion x E/2 --> Itorsion/2 = 0,065092 E m4 selon ton calcul . FOrcément cela impacte la rigidité et à terme alpha.... Nous en avions discuté : Pour ma part je considère les calculs suivants: Dalle : idem que toi --> Itorsion dalle = 0,0738 m4 avec Sâada et Poutre : je considère la hauteur totale intégrant le hourdis : --> Itorsion poutre = 0,52289 m4 Finalement j'obtiens par approximation une constante de torsion de 0,59608 m4 plus conforme à la réalité Ensuite effectivement selon la méthode GMB et les explications que tu en as fait dans les précédents messages, on divise par 2 l'inertie de torsion du hourdis J'arrive à 0,55918 m4 --> Jp = 0,27959 E > 0,06509 E --> impact fort sur alpha qui se rapproche davantage de 1 Logique car cette poutre a vraiment un profil monolithique ressemblant à une dalle. Comme mon approximation dépasse la constante réeele de Saint Venant, la logique voudrait que je la retienne et que je lui retranche finalement la moitié de celle du Hourdis pour être conforme à la démarche GMB Itorsion = 0,54407 - 0,0738/2 = 0,50717 m4 --> J = Gx0,50717 et à partir de là, on décline la démarche pour les rigidités unitaires
  11. En synthétisant les résultats: TORSION : la présence des encorbellements réduit le phénomène de torsion et le fait de considérer le cas 2 ou 3 permet de ne pas majorer ce phénomène par la réduction du coefficient tau. FLEXION TRANSVERSALE : Les cas 2 & 3 ont tendance à majorer Mu / dalle rectangulaire équivalente de même hauteur --> on va dire qu'on est dans la sécurité puisque les sollicitations sont majorées FLEXION LONGITUDINALE Similitude pour les cas 2 & 3 avec ecart significatif / cas 1. A[L] : Majoration du coefficient jusqu'à un excentrement e de 3m puis minoration du coefficient / cas 1 Bizarrement à partir de 3m qui correspond peu ou prou à la rive de la dalle (3m20), la courbe du cas1 prend une allure de tangente correspondant à la zone d'encorbellement! Bizarre...vous avez dit bizarre...oui j'ai dit bizarre ! ca ressemble à du calgaro
  12. Belle démonstration. Il faudrait juste la compléter en mettant sur le même graphique les cas 2 et 3 pour le coefficient de torsion tau voire mu transversal puisque K est quasiment équivalent. Ca corrobore effectivement l'usage de la dalle équivalente de même largeur et non pas de même hauteur ! Et pour aller plus loin dans la comparaison / pratique proposée par Calgaro à l'ENPC, mettre la courbe avec les tangentes de mon programme pour voir les approximations contenues dans les divers approches: - dalle rectangulaire équivalente de meme largeur - poutre en T - dalle équivalente avec encorbellements (tangentes "calgaro") On aura une vision exhaustive. Pour finir, une vérification aux EF avec une charge linéique sur encorbellement dissymétrique permettrait une approche rigoureuse de la fiabilité des calculs GMB et de l'importance vitale de la modélisation des paramètres initiaux des calculs. Je regarde ca aussi de mon côté car c'est intellectuellement intéressant et je pense que tu en es d'accord. Ce serait bien que d'autres aussi, se lancent dans cette vérif...
  13. Je pense que le raisonnement de CALGARO est le suivant ... On considère une dalle rectangulaire 6m LARGE x 1m25 EPAIS avec sur ses bords, des encorbellement de 1m x 0m25 représentant une aire de 8,5m². Largeur totale de 10m Sa constante de torsion J = 3,43656 m4 Aire = 8.50000E+000 m2 IYY = 1.19339E+000 m4 IZZ = 3.88257E+001 m4 Io = 4.00191E+001 m4 Rigidités : < E A > = 2.73530E+011 N < E IYY > = 3.84032E+010 N.m2 < E IZZ > = 1.24941E+012 N.m2 < G A > = 1.13971E+011 N < G J > = 4.60785E+010 N.m2 Centre de cisaillement/torsion Repère utilisateur : yC = 5.000 , zC = 0.564 m Repère central principal : YC = 0.000 , ZC = -0.120 m Coefficients de cisaillement : kYY = 1.13903 kZZ = 3.70128 kYZ = 4.87411E-004 kZY = 4.87411E-004 Coefficients d'aire cisaillée : sur Y = 0.87794 sur Z = 0.27018 Si cette dalle n'avait pas les encorbellements latéraux, sa largeur serait évidemment réduite à 6m : Sa constante de torsion J = 3,401 m4 la différence n'est pas énorme Aire = 7.50000E+000 m2 IYY = 9.76563E-001 m4 = 6m x 1m25^3 / 12 IZZ = 2.25000E+001 m4 Io = 2.34766E+001 m4 Rigidités : < E A > = 2.41350E+011 N < E IYY > = 3.14258E+010 N.m2 < E IZZ > = 7.24050E+011 N.m2 < G A > = 1.00562E+011 N < G J > = 4.56018E+010 N.m2 Centre de cisaillement/torsion Repère utilisateur : yC = 5.000 , zC = 0.625 m Repère central principal : YC = 0.000 , ZC = 0.000 m Coefficients de cisaillement : kYY = 1.19960 kZZ = 1.19750 kYZ = -1.70184E-014 kZY = -1.45166E-014 Coefficients d'aire cisaillée : sur Y = 0.83361 sur Z = 0.83507 Les paramètres montrent la différence d'aire cisaillée verticale / torsion lorsque la dalle dispose d'encorbellement CALGARO ne donne pas plus d'explication dans son document que ce que je disais dans le message précédent Les encorbellements ont un role de rigidification de la partie centrale pour l'aider à résister à la torsion pour des charges appliquées sur la partie centrale de la dalle. Les charges appliquées en dehors de la zone centrale cad sur les encorbellements ont tendance par contre à vriller la partie centrale : il considère donc que le coef GMB se trouve sur la tangente de la courbe pour un effet maximal favorable ou défavorable selon la position
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