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eliamat

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  1. Bonjour, Je cherche à savoir de quel reglement proviennent les formules suivantes (lambda et As) dans le cas d'une semelle semi rigide Merci par avance pour vos rponses
  2. bonjour, Donc si je comprends bien nous ne pouvons utiliser que la méthode de Meyerhoff pour justifier les semelles sachant que les méthodes de ferraillage décrites dans les divers supports utilisent le diagramme des contraintes rectangulaire? Par ailleurs, la méthode des bielles peut aussi être utilisée en flexion composée. Voici un extrait d'un livre sur bielles et tirants:
  3. Bonjour Messieurs @gerard demeusy et @montabone Je me permets de lancer de nouveau le sujet suite à vos propos forts intéressants en espérant avoir votre avis sur la question que je me pose. Je m’intéresse actuellement au ferraillage des semelles superficielles isolées sollicitées en flexion composée ou flexion déviée selon les diverses méthodes que vous avez évoquées. Pour les vérifications géotechniques aux ELS et ELU, nous avons la possibilité selon le modèle choisit d’avoir une distribution rectangulaire constante (Meyerhof) ou linéaire (trapézoïdale ou triangulaire selon les sollicitations). Pour le calcul de ferraillage (qui s’effectue à l’ELU), selon que la semelle soit rigide ou souple, nous avons le choix entre la méthode des bielles (qui suppose une distribution des contraintes rectangulaires du sol à la semelle) ou la méthode des moments (qui elle s’applique quel que soit le diagramme utilisé). Je vais formuler ma question en prenant l’exemple de la flexion composée sur une semelle isolée. En effet la flexion déviée ne m’a pas amené à cette réflexion car comme le propose Henry Thonnier dans le Tome 1 du traité de BA, je suppose que la distribution au sol est constante. Si je choisit de dimensionner une semelle rigide en n’utilisant pas la méthode de Meyerhof pour les vérif géotechniques (afin d’optimiser le coffrage), la distribution des contraintes sous la semelle sera trapézoïdale ou triangulaire. Que se passe-t-il ensuite pour le ferraillage en supposant que celle ci est rigide? Doit on considérer qu'à l'ELU lors des vérifications géotechniques le diagramme des répartition des contraintes est différent des ELS et qu'il est donc rectangulaire et constant (on considère alors qu'on travaille dans le domaine plastique)? ou doit on mener les vérif géotechniques ELS / ELU soit avec Meyerhof soit avec le diagramme trapézoïdale ou triangulaire? Autrement dit, la méthode de ferraillage utilisée dépend elle aussi du choix de la distribution des contraintes que nous faisons lors des vérif géotechniques? Au plaisir d’échanger avec vous.
  4. Bonjour Je calcule le ferraillage de semelles isolées sollicitées en flexion composée ou déviée. Dans les méthodes de calculs proposées il est supposée qu’à l’ELU la réaction au sol est une répartition rectangulaire constante. Pourquoi? Pour en revenir aux vérifications à l’EC7, plusieurs ouvrages belges et anglais supposent que la vérification de la contrainte au sol a l’ELU impose un diagramme rectangulaire type Meyerhoff (voir extrait) ce qui expliquerai l’hypothèse prise dans les divers ouvrages français pour le ferraillage. Mais encore une fois, pourquoi? Est ce faux de considérer une répartition non constante à l'ELU? En effet les normes de l’EC7 ne précisent pas que la réparation des contraintes trapézoïdale ou triangulaire est exclusive aux ELS. Merci d’avance pour vos réponses
  5. cela expliquerai d'ailleurs pourquoi la nf 94-261 dans le calcul du glissement rappel l'annexe Q qui présente le calcul avec Meyrehof. @BELLAMINE nous avions eu une discussion à propos de cela désolée @maroko123 de polluer le post avec des questions géotechniques ^^
  6. Bonsoir @BELLAMINE Oui, je suis entièrement d'accord. Pour en revenir à la question, je pensais que pour la vérification des semelles avec la nf 94-261: -si à l'ELS la capacité portante (EC7) était vérifié avec la méthode RDM (qui entrainerai alors soit un diagramme trapézoïdal soit triangulaire), à l'ELU on devait aussi le vérifier avec la méthode RDM. Mais il semblerait qu'à l'ELU, la vérif de la capacité portante se fasse automatiquement avec Meyrehoff au vu du raisonnement que l'on a pour déterminer le ferraillage. Je vous joins une capture écran de nos amis anglophones pour me faire comprendre, un schéma est beaucoup plus parlant je pense: Qu'en pensez vous?
  7. oui et donc? le paragraphe que vous mentionnez evoque l'els
  8. bonjour sujet intéressant @Ahmed Diagne et @maroko123 qui pousse à la réflexion. Sauf erreur de ma part @Ahmed Diagne je ne suis pas sure que la théorie des bielles & tirants s'appuie sur la théorie de l'elasticité. Par ailleurs dans l'EC2 elle est décrite dans le §5.6 relatif à l'analyse plastique. j'en profite pour évoquer avec vous tous le ferraillage des semelles superficielles. Je vais poster un sujet directement dans le forum "sol et fondations" et je rappellerai la question suivante: Savez vous pourquoi dans le cas d'une fondation sollicitée en flexion composée, si le ferraillage est calculé selon la méthode bielle & tirant, celle ci impose une distribution des contraintes de réaction plastique du sol partiellement constante? (c'est à dire Meyrehof). Je comprends alors que les méthodes de calcul de contraintes plus poussées se basant sur la RDM (répartition des contraintes trapézoïdales et triangulaires) sont incompatibles avec la méthode des bielles et tirant, n'est-ce pas? Il serai pour le moins bizarre de vérifier les semelles selon l'EC7 avec un schéma de contrainte et en adopter un autre pour le ferraillage...Sachant qu'avec les méthodes RDM qui sont plus "poussées" nous pouvons justifier une semelle qui avec le même équarrissage ne le serai pas avec Meyrehof.. je vous remercie pour vos réponses.
  9. @ucefelmir bonjour je me pose actuellement la m^me question. avez vous trouver des réponses à ce sujet.? merci
  10. Bonjour, A tous les utilisateurs de l'EC7 et de la NF 91-261, avez vous repéré dans ces normes la condition décrite dans le DTU 13.12 à propos de la portance lorsque le vent est l'action variable de base: p<1.33q ? En effet en lisant le guide d'application de l'EC2 (qui mentionne pourtant la nf 94-261 et qui a donc été mis à jour "normalement") celui ci indique que la condition citée précédemment doit être respectée. Or, je ne retrouve pas cette inégalité ni dans l'EC7 ni dans la nf 94-261, ni même dans l'annexe de l'EC7... quid de cette vérif? Je vous joins les extraits du guide.. merci d'avance pour vos réponses
  11. bonjour et encore merci de m'avoir répondu y as-il une référence à un texte normatif qui renvoie aux valeurs à ne pas dépasser que vous décrivez? merci
  12. Bonjour et merci pour votre retour. J'ai déjà fait le test. Mais ma question repose sur la vérification au glissement telle que décrite dans la nf 94-261. Je vous joins les extraits correspondants: Doit-on réellement prendre la valeur A' décrite dans l'annexe Q si l'on fait le choix de vérifier la capacité portante avec la méthode RDM et non Meyrehoff? Il est bizarre je trouve de vérifier d'utiliser 2 définitions de la surface effective selon la vérification..En même temps pourquoi l'annexe Q aurait été rédigée si la surface à prendre est celle que l'on calcule lors de la vérif de la capacité portante^^ bref merci d'avance pour votre avis d'expérimenté sur ce sujet
  13. pour boucler la boucle à propos de la vérification au glissement; selon la nf94-261 nous devons calculer un effort Rhd qu'il faut comparer à Hd. Dans le cas des conditions non drainées, Rhd dépend de plusieurs paramètres dont l'aire effective A'. La définition de cette aire est reprise dans l'annexe Q de la NF94-261 est correspond à (B- 2 * ex) * (L - 2 * ey) qui nous rappelle fortement Meyrehof.. Ma question est, dans le cas ou nous vérifions la capacité portante avec la méthode RDM et non pas Meyerhoff, faut il tout de même utiliser la formule de l'annexe Q pour l'aire effective ou partir sur la surface comprimée que nous calculons lors de la vérif de capacité portante?
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