améliorations plancher douglas existant, Eurocode 5 et vis structurelles

[eseb]

bonjour à tous,

j'envisage de créer une isolation phonique pour un plancher existant qui souffre de plusieurs défauts trouvant leur origine lors de la construction de la maison, que j'ai rachetée ultérieurement (il y a 25ans). je reviendrai ultérieurement sur ces défauts pour évoquer les solutions éventuelles via l'utilisation de vis structurelles, mais je préfère me concentrer pour le moment sur le diagnostic.

cette isolation induisant des charges supplémentaires , et étant plus conscient aujourd'hui qu'hier des problématiques de RDM, je souhaite m 'assurer de la faisabilité ; je me suis donc plongé dans l'Eurocode 5.

mes sources :

• "calcul des structures en bois : guide d'application" de Yves Benoît et consorts (édition 2008)
• EN 1995-1-1:2004:A1 trouvée en anglais sur le net ainsi que l'amendement A2 (un extrait malheureusement)
• des présentations des ateliers sur plateforme.eurocode5.fr (pour cette partie l'atelier 12 sur les assemblages bois traditionnels)

je me suis créé une feuille de calcul, à partir des exemples fournis dans le livre (ce qui permet de valider certains points) puis j'ai confronté mes résultats avec ceux issus de logiciels de dimensionnement des fabricants de vis structurelles, ce qui m'a permis de déceler des modifications intervenues depuis 2008.

n'ayant pas trouvé d'illustration dans le livre pour ce qui concerne la justification d'un chevêtre, je me suis initié aux bases de la statique concernant les poutres, en essayant ensuite de les appliquer aux ELU et ELS de l'eurocode 5.

Parvenu à ce point, j'aimerais avoir des avis éclairés sur la méthodologie employée, ainsi que certains éclaircissements sur des points qui restent obscurs.

voyons tout d'abord les calculs effectués avec la méthodologie ; j'ai considéré 3 éléments :

• une solive indépendante
• le chevêtre (reprenant 4 solives)
• les solives d'enchevêtrure

Ignorant la classe de résistance et au vu des traces d'aubier présentes, j'ai choisi une classe C18. Le plancher est en zone chauffée.

solive indépendante

• ELU : compression et cisaillement aux appuis, flexion simple
• ELS : flèches instantanée et nette finale

pas de problème particulier, le livre traitant ces aspects (j'ai intégré le changement opéré sur kc,90 dans l'amendement A1)
les taux de travail sont nettement inférieurs à 1, les flèches très inférieures aux valeurs limites (L/300, L/200).

chevêtre
la connexion du chevêtre aux solives d'enchevêtrure est effectuée par une entaille borgne (approximativement à mi-bois sur 3 cm de profondeur). Les solives sont aboutées au chevêtre et fixées par clous et tirefonds.

je n'ai pas trouvé d'exemple de calcul, donc j'ai dû faire des choix d’interprétation, à vous de me dire s'ils sont corrects ou non.

1. j'ai vu dans l'amendement A2 qu'une succession de charges ponctuelles d'entraxe inférieur à 61cm pouvait être considérée comme une charge répartie, ce qui correspond à mon chevêtre (entraxe des solives 60cm) : j'ai donc considéré le chevêtre comme une poutre à charge répartie et effectué les mêmes calculs que pour une solive simple.
2. le chevêtre étant entaillé, j'ai considéré pour le cisaillement un coefficient d'entaillage k_v et utilisé k_cr = 0,67 pour compenser les nouvelles valeur de résistance caractéristique f_v,k
   dans ces conditions le taux de travail s'approche sensiblement de 1 (0,94).

dans l'atelier 12 de la plateforme Eurocode5 (partie calcul p12), on trouve une illustration d'une solive entaillée dans le paragraphe consacré au fendage alors que le livre de Y.Benoît considère que le fendage concerne les assemblages inclinés, ce qui n'est pas le cas de l'assemblage du chevêtre à la solive d'enchevêtrure : au final, dois je ou non considérer le fendage ?

solive d'enchevêtrure
même souci que pour le chevêtre : pas d'exemple de calcul sur lequel m'appuyer. j'ai fait les choix suivants:

1. j'ai considéré l'appui du chevêtre sur la solive comme une charge concentrée P (le chevêtre reprenant la moitié des charges de 4 solives, l'appui en reprend le quart) ; à l'ELU, P = 1,5 * (G_chevêtre/2 + Q_chevêtre/2) conjuguée à la charge répartie d'une solive simple W=1,35 G_solive +1,5Q_solive.
2. j'ai appris à déterminer les réactions aux appuis d'une solive en présence d'une charge concentrée excentrée conjuguée à une charge répartie. Cet effort équivalent à l'effort tranchant est utilisé dans les calculs de compression et de cisaillement aux appuis (pour le cisaillement, j'ai pris un coeff d'entaillage à 1, l'entaille étant dans la partie supérieure comprimée).
3. pour la flexion, j'ai trouvé dans le cours de statique comment déterminer le moment d'une force concentrée, et celui d'une charge répartie à une distance x, et appliqué la somme des moments (charge répartie + charge ponctuelle) pour la distance ou la somme des moments est maximale. Pour les moments, je considère les charges linéiques à l'ELU pour la charge répartie, et la charge ELU du chevêtre précédemment décrite pour la charge ponctuelle. Dans ces conditions, le taux de travail est de 1,07.
4. Pour le calcul des flèches à l'ELS, j'ai pour chacune (instantanée Q, instantanée G+Q, fluage G+ψ2Q, finale) appliqué le principe de superposition (flèche somme des composantes (charge concentrée + charge ponctuelle) à une distance x = flèche charge concentrée à x + flèche charge répartie à x) à partir là encore des équations trouvées en statique. Le problème étant que le max de chacune des flèches ne coïncide pas nécessairement, mais j'ai fait comme si, le résultat étant donc légèrement supérieur à ce qu'il devrait être. J'ai pris les charges linéiques de la solive(inst Q_solive, instantanée G_solive+Q_solive, fluage G_solive+ψ2Q_solive) pour la charge répartie, et le cumul des charges s'appliquant à l'appui du chevêtre pour la charge ponctuelle (inst Q_chevetre/2, instantanée Gchevetre/2+Qchevetre/2, fluage Gchevetre/2+ψ2Qchevetre/2) : dans ces conditions, la flèche instantanée est correcte mais la flèche finale trop importante (L/185 au lieu de L/200)

j'ai également calculé la compression ainsi que la rupture de bloc à l'appui du chevêtre (en m'appuyant sur l'exemple fourni dans l'atelier 12 de plateforme.eurocode5.Fr) : l'effort tranchant étant classiquement 1,35 G_chevêtre/2 + 1,50 Q_chevêtre/2.

je m'arrête là pour le moment (j'ai dû me faire déconnecter une dizaine de fois ) et j'aborderai les interrogations sur les points obscurs restants prochainement ;

merci à ceux qui auront eu le courage de me lire jusqu'ici et j'attends le verdict des pros de l'eurocode 5 avec un peu d'appréhension
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[ilovir]

Bonjour

Je m'intéresse, modestement, aux charmes de l'eurocode 5.
La question du fendage est encore pour moi assez obscure : je l'appréhende dans son principe logique, mais je ne l'ai jamais trouvée traitée de façon satisfaisante dans l'EC ou dans les écritures des gourous.
Je n'ai pas vu dans le livre Benoit que le fendage soit évoqué dans les assemblages à contact direct. Il ne parle que du fendage dans les assemblages par tiges. Ou alors j'ai mal lu.

L'illustration de l'atelier 12 dont vous faites état renvoie au "guide des assemblages bois C4CI", et précise qu'il n'y a sur ce point aucune prescription normative.

C'est ça : http://www.codifab.fr/sites/default/...s_dec_2015.pdf

Je suppose que le cas qui vous concerne chevêtre/solive est traité page 40 et suivantes. Mais on n'y parle pas de fendage (mot très peu utilisé dans le guide), seulement de cisaillement et de traction transversale.
Comprenne qui pourra.

Pour info encore, il existe des "nouveaux connecteurs", en fait des vis longues pour s'opposer à cette traction transversale. Voir SFS Intec. Mais c'est peut-être déjà ce que vous comptez utiliser par ailleurs.

Sinon, pour les pondérations de charges, c'est ça. Ne pas s'embrouiller dans les coefficients de fluage. Si vous mettez assemblages sur assemblages, il faudrait peut-être tenir compte des glissements, qui vont s'ajouter aux déformations.
C4Ci vous donne le module de glissement de l'assemblage tenon-mortaise ...

En plancher, une notion importante mais hors eurocode est celle de la flèche active, ou flèche nuisible ou dommageable. C'est celle que vont subir les ouvrages fragiles (cloisons, carrelages). en gros : flèche net finale - flèche instantanée des charges fixes non fragiles (structure en général). On doit rester sous le 1/500.

Et ne pas oublier, pour un plancher : le confort vibratoire. Evoqué dans l'EC5, avec exemples dans les ateliers de la plateforme. En gros, si on respecte la flèche active < L/500, on est bon en confort vibratoire. C'est ce qu'on faisait quand cette notion n'était pas explicitée ; et elle ne l'était pas dans les règles CB 71.

[eseb]

bonjour Ilovir,

vous me rassurez pour ce qui concerne la validité de mes choix de calcul ...

effectivement, les vis longues dont vous parlez et que j'ai nommées vis structurelles sont je l'espère une solution à envisager pour plusieurs de mes problèmes, mais je ne mettons pas la charrue avant les boeufs car il me reste comme je le disais des points à éclaircir...

merci pour le lien sur les assemblages bois : malheureusement, je suis un peu limite voire hors limite du domaine de validité pour l'assemblage tenon-mortaise:

• solive porteuse et chevêtre ont la même largeur (le pré-requis serait d'avoir un chevêtre de largeur inférieure à la porteuse, il n'est pas précisé de combien)
• le tenon du chevêtre satisfait tout juste le rapport d'1/3 par rapport la largeur de la porteuse, mais il est trop court (30mm au lieu des 40 requis)
• incertitude quant à l'existence d'un jeu en fond de mortaise

si je passe outre, j'obtiens une contrainte de cisaillement 2,4 plus élevée qu'en calcul EC5 standard, et donc un taux de travail qui bondit de 50% à 149% (en l'absence du coeff kv qui semble avoir disparu du calcul)

quelle est le positionnement de ce document par rapport à la norme EC5 ? il vient combler un vide normatif et donc se substitue à la norme (encore que la poutre entaillée est traitée dans l'EC5 ce qui peut s'assimiler à une poutre avec tenon?)

cela rejoint une interrogation générale : l'EC5 est parfois (pour ne pas dire assez souvent) pointu, mais d'un autre côté, la norme évolue parfois brutalement ce que je trouve assez déconcertant ;

cisaillement
si je reste sur l'exemple du cisaillement avec les données de mon chevêtre :

• norme EC5 2008 : contrainte de cisaillement = 0,871 taux de travail = 113,7%
• norme EC5 actuelle : contrainte de cisaillement = 1,300 taux de travail = 99,9%
• document Codifab : contrainte de cisaillement = 3,115 taux de travail = 149%

donc pour les mêmes données, c'est limite en EC5 courant alors que cela ne passait pas en EC5 2008, et a fortiori pour Codifab ( à prendre avec des pincettes vu ce qui précède je suis d'accord)

la seule raison de cette amélioration depuis 2008 tient au fait que le coeff k_cr ne compense que partiellement la hausse de résistance f_v,k (j'ai remarqué qu'en Allemagne, ils avaient choisi un k_cr de 0,59 qui compense intégralement la hausse de résistance, ce qui me semble plus logique car cela préserve la compatibilité avec les calculs effectués avant cette modification de la norme)

pour le cisaillement de la mortaise, c'est le phénomène inverse : le calcul Codifab conclut à un taux de travail deux fois plus favorable (et le coeff kcal lié aux incertitudes de modélisation a disparu...)

• norme EC5 2008 : contrainte de cisaillement = 1,016 taux de travail = 82,6%
• norme EC5 actuelle : contrainte de cisaillement = 1,517 taux de travail = 72,5%
• document Codifab : contrainte de cisaillement = 0,758 taux de travail = 36,25%

compression transversale
l'utilisation du coeff k_c,90 semble assez disparate (et il a lui aussi connu de grands changements depuis 2008).

• le livre de Benoit applique le coeff k_c,90 pour une poutre entaillée mais assure que ce coeff doit être de 1 pour un assemblage tenon mortaise sans autre explication
• l'Etude de cas de l'atelier 12 applique un coeff k_c,90 pour la porteuse, mais pas pour le tenon
• le document Codifab applique un k_c,90 aussi bien pour la mortaise que le tenon
• le logiciel du fabricant de vis structurelles Heco n'applique pas le coeff k_c,90 pour une poutre entaillée

parmi toutes ces options contradictoires, laquelle suivre ? et pour quelle raison car chacun semble faire comme bon lui semble ?

si je reprends mon petit comparatif précédent pour la compression au niveau de l'appui du chevêtre sur la solive porteuse, on trouve encore un écart significatif

• norme EC5 2008 : contrainte de compression = 2,032 taux de travail = 43,1%
• norme EC5 actuelle : contrainte de compression = 1,246 taux de travail = 61,3%
• document Codifab : contrainte de compression = 1,246 taux de travail = 61,3%

le fendage
- effectivement dans le livre de Benoit et consorts, il n'est abordé que pour les assemblages par tiges : avec un calcul de résistance au fendage que l'on retrouve dans le document Codifab et mentionné dans la norme
- l'approche de l'atelier 12 est très différente et propose si j'ai bien compris une approche par analogie à ce que l 'on fait en cisaillement pour une poutre entaillée mais il y a quelque chose qui m'échappe : c'est le coeff K'n correspondant au Kn =5 de la formule en cisaillement corrigé par un coeff de passage pour tenir compte de l'évolution des valeurs caractéristiques de f_v,k depuis 1992

• déjà en cisaillement, j'avais cru comprendre que cette augmentation des valeurs de f_v,k était compensée par le coeff k_cr, donc pourquoi utiliser ce coeff de passage en place de k_cr (théorie p26) ?
• d'autre part, je ne comprends pas la transposition qui en est faite pour la traction transversale (p27) : apparemment, le coefficient de passage est alors calculé en faisant le rapport entre
  • au numérateur les valeurs C24 de cisaillement de la page précédente
  • au dénominateur les valeurs C24 actuelles de traction transversale
  si ce n'est pas une coquille, cela me laisse perplexe : définir un coefficient destiné à la traction à partir d'une caractéristique de cisaillement me semble incohérent ?

- enfin je suis surpris de ne pas voir intervenir γ_m et k_mod dans le calcul du taux de travail : délibéré ou pas? et si oui en voyez-vous la raison?


cisaillement de bloc

là également, l'atelier 12 ne fait pas intervenir γ_m et k_mod dans le calcul du taux de travail : délibéré ou pas? et si oui en voyez-vous la raison ?


flexion

si la flèche active est définie par flèche finale - flèche structure , elle correspond à la flèche inst(Q) non ? dans ce cas le L/500 est satisfait, sauf pour les solives porteuses du chevêtre.

quoiqu'il en soit s'agissant d'un plancher existant, je ne vois pas trop comment corriger les problèmes éventuels en flexion, sauf à limiter autant que faire se peut la charge sur la partie du plancher reprise par le chevêtre.


glissement
j'ai calculé le module de glissement de l'assemblage : on en déduit le glissement par le rapport F/k_ser de l'assemblage? dans ce cas j'obtiens un glissement de 0.46mm, mais je ne visualise pas trop bien ce que cela représente au niveau de l'assemblage ; il est indiqué "Le module de glissement est à utiliser conjointement à un jeu à déterminer par le concepteur (fonction du mode de taillage, de l’humidité des bois à la mise en œuvre…)" cela fait écho au jeu en fond de mortaise dont il est question dans les conditions du domaine de validité?

merci d'avance pour les éclaircissements que vous pourrez m'apporter...

[ilovir]

Pouvez-vous communiquer les caractéristiques de votre ouvrage : dimensions de section, détail tenon mortaise, vos charges, pour que j'essaie de comprendre sur votre exemple ?
Je n'ai pas l'amendement A2, mais j'ai l'édition 2014 de Benoit ; il ne parle pas des amendements.

Pour les différences d'analyses selon le gourou qui expose sa méthode quand il n'y a rien d'officiel sur ce point dans les normes, inutile de chercher à comprendre. Il faudrait être du sérail pour (peut-être) y arriver.
Quand je vois ça, je plains les gens qui doivent établir des projets. On voit d'ailleurs sur les forum de la plateforme EC5 des questions un peu comme les vôtres de la part de gens désemparés (qui ont rarement des réponses).

La flèche active, ce n'est pas inst(Q), c'est : inst(Q) + tout le fluage + inst(fixe hors structure : cloisons revêtements, etc ..). Quand inst(structure) est faible, l'active est peu différente de net final.

[A voir en vidéo sur Futura]

[eseb]

bonjour Ilovir,
lorsqu'il y a un vide normatif, je peux comprendre que des propositions différentes soient faites mais s'agissant par exemple du coeff k_c,90, il est défini dans la norme (plus simplement maintenant que version 2008) et cela n'empêche apparemment pas les divergences d'utilisation.

voici les données demandées ...

généralités
type matériau : bois massif douglas
classe de résistance : C18
classe de service: 1 local chauffé
classe d'application des charges : moyen terme

solivage
section : 95mm x 195mm
portée : 4,15m
longueur appui : 100mm
entraxe : 0,60m

charges
permanentes : 58,92daN/m² 33,58daN/ml
exploitation : 50daN/m² 90daN/ml

Chevêtre
section : 95mm x 195mm
portée : 3m
connexion solive : 3,05m (ou 1,10m)

charges
permanentes : 238.15 daN
exploitation : 558 daN

assemblage tenon mortaise
largeur tenon : 95 mm
hauteur tenon : 105 mm
longueur tenon : 30 mm
sous-mortaise : 90 mm

[ilovir]

Je réponds partiellement sur le critère de cisaillement (et apparemment de fait, de fendage) du tenon.

Je dispose du livre de Benoit & cie de 2008, et de 2014, je peux comparer.
En 2008, le f v,k du C18 était de 2 MPa. Le calcul en exemple de poutre entaillée ne parle pas de coefficient Kcr

En 2014, le f v,k est devenu 4 MPa, mais il apparaît coefficient Kcr = 0.67. Et toujours la même formule pour le Kv.

Comme c'est toujours le même exemple dans les deux livres, on voit que la différence sur les taux de travail trouvés ne résulte que des différences entre les f v,k et de l'apparition du Kcr.

Il n'est question d'aucun Kpas. Je ne peux pas en dire plus.
Soit le Kpas est une invention de l'auteur de l'atelier, soit c'est officialisé mais j'ai loupé l'épisode.

Ci-dessous mon calcul sans Kpas.



Je vais regarder les autres critères.

Je vois que vos charges indiquées n'incluent pas tout : manquent plafond, isolation, cloisons ? Donc si on est déjà à 96 % (ou 99 %), il faudrait effectivement renforcer.

[ilovir]

correctif à mon explication sur le livre : l'exemple y est en C24, avec f v,d de 2.5 en 2008 et 4 en 2014.

[eseb]

effectivement en cisaillement, l'augmentation de f_v,k prise en compte dans l'EN338:2009 est compensée par k_cr ce qui permet le statu quo pour les grandes sections (en tout cas en Allemagne avec k_cr =0,59 , pas tout à fait en France avec k_cr = 0,67) ; si j'ai bien compris c'est pour tenir compte d'une meilleure qualité du bois pour les petites sections (< 150mm) pour lesquelles k_cr est laissé à 1.

que l'on utilise k_cr ou un coeff de passage, cela revient après tout au même pour le cisaillement : ce qui me choque c'est que l'on fasse le rapport d'une résistance de cisaillement avec une résistance de traction pour déterminer le coeff de passage à utiliser en traction.

les charges que j'ai mentionnées sont globales (structure + plancher + plafond + isolation).
pour les charges de l'appui du chevêtre, j'ai simplement divisé par 2 celles que j'ai calculées et données pour le chevêtre : j'ai donc des charges légèrement supérieures aux vôtres, mais c'est un détail...

le cloisonnement ne concerne qu'une solive (elle repose dessus, cela fait partie des anomalies ; heureusement ce n'est pas l'une de celles supportant le chevêtre) : j'ai compté 50daN/ml

je me pose également la question de l'escalier bois qui conduit à l'étage : quelle est son incidence en termes d'efforts sur la solive porteuse du chevêtre ? il repose sur le sol et vient en butée contre cette solive à laquelle il est relié par des équerres de maintien. Considère t'on que les efforts sont négligeables (puisqu'il repose sur le sol) ?

[ilovir]

Vous m'y faites penser : pour le Kcr, il y a un doute. Il est à 0.67 au lieu de 1 si une des dimensions de la section dépasse 150 mm. C'est donc oui pour la section complète, mais non pour la section du tenon seul ; je n'ai pas deviné ici la pensée du normalisateur.
Si on prend Kcr = 1, on a un taux de travail de 65 % au lieu de 96%.

Pour la compression transversale aux appuis, J'ai repris les règles EC5, tel qu'exposé dans le livre Benoit & cie de 2014.

Je retiens le coefficient Kc90 majorateur de la contrainte admissible. Donc, ici 1.5 (bien que le livre le prenne à 1, j'ignore pourquoi)
Je calcule les longueurs efficaces d'appuis avec les C1 et C2. Taux de travail de 48 à 59 %.

Reste le fendage de la porteuse mortaisée.

Codifab donne sa formule, qui revient en fait à calculer un cisaillement transversal vertical tout simple de la partie h sous-mor. Je l'ai donc appliquée comme telle. Taux de travail : 35 %, avec Kcr =0.67.
Attention, il faut ajouter le cisaillement du à l'effort tranchant dans la solive en tant que pièce fléchie de portée 4.15 m.
On peut se dire à propos de cette méthode, que si la partie sous mortaise est autosuffisante en cisaillement, le système est stable même en cas de fendage. Pas très scientifique cependant.

Résultats :


Pour le fendage "vrai" je suggère de retourner la figure, et de faire comme si la solive était faite de deux demi longueurs entaillées qui s'appuient face à face sur le tenon.
En appliquant la règle avec le Kv, on trouve un taux de travail de 63 %, contre les 35 % trouvés en cisaillement assimilé par Codifab au fendage. Toujours avec Kcr = 0.67.
Toujours logique, semble-t'il, à défaut d'être scientifique.

De toute façon, le tenon de 3 cm, c'est trop court pour les 5 cm mini demandés pour les longueurs d'appui du tenon.
Si la structure sera cachée dans un plafond, pourquoi ne pas conforter au moyen de sabots vissés ?

Quand aux méthodes développées par l'atelier EC5 et Codifab "chacun faisant comme il veut", je ne sais qu'en penser puisque je n'ai pas, à jour, toutes les données normatives.

[eseb]

pour le Kcr, je ne suis pas certain qu'il faille considérer la taille du tenon de façon isolée, car il fait partie d'une poutre ayant initialement une de ses dimensions supérieure à 150mm, donc ayant potentiellement plus de risque de comporter des défauts. L'usinage de la poutre pour créer le tenon ne fait pas disparaître ces risques à mon sens ...

pour le reste, nous obtenons globalement les mêmes résultat (avec naturellement toujours ce petit écart dû aux charges légèrement supérieures pour l'appui du chevêtre) : c'est rassurant

en tout cas, merci d'avoir pris du temps pour vérifier.
concernant le projet d'isolation phonique, la structure ne sera pas cachée, le solivage restera apparent avec une isolation et un parement entre solives.

bilan de l'état des lieux réalisé selon l'eurocode 5:

• aucun problème pour une solive simple
• les appuis du chevêtre ont une résistance au cisaillement à la limite de la norme : les vis structurelles me semblent une bonne solution pour y remédier
• pour les solives porteuses du chevêtre, le problème est essentiellement présent en flexion : à part alléger au maximum l'ameublement sur le plancher repris par le chevêtre, je ne vois pas de solution

- flèche finale excessive (L/185)
- contrainte de flexion avec un taux de travail de 107%
- vous ne m'avez pas dit votre sentiment pour l'incidence de l'escalier?

ce chevêtre a une histoire : le propriétaire initial avait prévu un escalier droit parallèle au solivage, puis il s'est ravisé pour le mettre perpendiculaire (solivage déjà posé), ce qui a induit les problèmes suivants :

• la trémie pour l'escalier initial a été recouverte par les dalles CTBS (entraxe de 90 cm entre les 2 solives) : effet trampoline garanti
• le chevêtre actuel a été créé un peu à l'emporte-pièce : simple fixation par 3 pointes lisses/solive (et alignées sur l'axe central) à travers le chevêtre (j'ai vu que les pointes lisses étaient interdites par l'EC5 en bois de bout, je suis

bien placé pour le comprendre)

j'ai acheté la maison en l'état ; les solives reprises par le chevêtre n'étant pas suffisamment maintenues commençaient à s'écarter du chevêtre et à vriller : j'ai donc ajouté des tirefonds (3 par solive, placés en quinconce) ce qui a permis de rigidifier l'assemblage et bloquer les solives, mais n'ayant pas trouvé à l'époque (cela fait 25 ans, on n'avait pas les facilités d'internet) de tirefonds suffisamment longs, je les ai encastrés de 4 cm ce qui a fragilisé le chevêtre.
j'ai vu que les vis structurelles pouvaient là aussi renforcer une poutre comportant un évidement.

pour l'ancienne trémie, je voudrais rajouter des "solivettes" en travers des solives distantes de 90cm, avec si possible une fixation invisible : les vis structurelles permettent normalement cela (2 vis croisées à chaque extrémité), seulement voilà : le solivage est en douglas et cela n'est pas sans poser problème (il est parait il plus sujet au fendage)

j'expliquerai le souci dans un prochain message...

[ilovir]

L'escalier, s'il s'appuie sur une des solives, ce qui semble être le cas, lui amène des charges dont il faut tenir compte.
Les solives d'enchevêtrure semblent les plus chargées. Il faut aussi tenir compte de la diminution de section par la mortaise, pour la vérification en flexion (probablement pas déterminant), et au cisaillement de travée + appui chevêtre.
On peut renforcer un peu les solives avec une plaque acier bien tirefonnée sur le côté (dans la zone de l'épaisseur de l'isolant, pour pas voir). Par exemple une plaque 1 x 8 cm, longueur 5 m renforce la solive d'environ 25 %
Et au fait : on ne peut pas comparer les résultats Codifab avec les résultats ELU de mon application de l'EC5. Codifab compte les efforts non pondérés ! Et il précise que si on a les ELU, il faut diviser par 1.5.

[eseb]

pour étudier les possibilités des vis structurelles, je me suis appuyé sur

• les avis techniques européens des constructeurs Heco , Würth, SFS Intec
• leurs logiciels de dimensionnement
• l'atelier 9 de la plateforme Eurocode5 "Vis structurelles auto-taraudeuses"

les vis structurelles offrent théoriquement une réponse à tous les problèmes de mon plancher d'après les documentations des fabricants :

renforcement au cisaillement aux appuis du chevêtre

en suivant l'étude de cas (p.3), 2 vis de 180-190mm (d= 6 mm environ) permettent de retrouver un taux de travail nettement inférieur à l'existant (proche de 100%) : 44% pour SFS Intec, 49% pour Heco, 60% pour Würth
je pourrais également en mettre sur les solives porteuses, au niveau des appuis du chevêtre bien que ce soit moins critique

renforcement au cisaillement des connexions des solives au chevêtre (évidements pour les tirefonds)

pas d'illustration dans l'étude de cas, les logiciels ne gèrent qu'un seul évidement total, alors que mes solives en comportent 3 partiels : difficile donc de modéliser, mais cela devrait améliorer la situation actuelle de toute façon

connexion des solivettes pour renforcer l'ancienne trémie

en suivant l'étude de cas (p. 28) on obtient un taux de travail autour de 20% pour des solivettes de section 75 x 175 et une paire de vis de 180-190mm croisées, donc aucun problème de résistance

mais cela se complique lorsque l'on teste avec les logiciels, et plus spécifiquement celui de Heco : avec lui, impossible de trouver un modèle de vis qui convienne avec mes sections de poutres si je précise qu'elles sont en douglas (avec un message alertant sur un problème de distance minimale du centre de gravité des filetages) ; j'ai essayé de spécifier une essence différente pour les solivettes puisqu'elles sont à acquérir , mais j'obtiens le même message du fait de la seule solive porteuse en douglas.
liaison vis croisees disposition verticale.jpg
le logiciel n'accepte le douglas qu'avec de grandes sections et des vis correspondantes car le centre de gravité des filetages est alors placé suffisamment profondément dans la poutre.

j'ai étudié les ATE, et le douglas tient effectivement une place à part du fait de sa tendance à la fissuration, mais cette caractéristique est différemment traitée selon les fabricants, ainsi que l'utilisation des avant-trous.

• chez SFS Intec, aucune mention du douglas dans l'ATE (2012) ou le logiciel qui ne gère pas non plus la présence d'avant-trous.
• chez Würth, l'ATE (2013) stipule que les espacements dans le sens du fil doivent être majorés de 50% pour le douglas en l'absence d'avant-trous, mais le logiciel ne gère pas l'essence de bois, ni les avant-trous ce qui n'est guère logique
• chez Heco, l'ATE (2016, apparemment rédigé sur la base de celui de Würth) précise les mêmes contraintes pour le douglas mais cette fois le logiciel comporte une case à cocher permettant de spécifier que l'on utilise du douglas ; pour les assemblages avec vis croisées, la case à cocher pour les avant-trous est absente alors qu'elle figure dans les autres cas d'utilisation, ce qui interdit l'utilisation de vis de diamètre 8mm

ainsi, une fois de plus, pour la même configuration, il n'existe pas de position concordante, et les fabricants ne sont parfois même pas cohérents entre leur ATE et leur logiciel de dimensionnement ; ce n'est pas un point de détail puisqu'il y va de la tenue de l'assemblage avec un risque d'endommager les solives principales.

j'ai une autre contrainte pour cet assemblage : la cloison qui repose sur une des solives concernées : je ne peux donc poser de vis depuis le dessus de cette solive.

une autre possibilité serait de poser les deux vis depuis la solivette (une par dessus, une par dessous, avec l'inconvénient sur le plan esthétique que cela se verrait)
liaison vis croisees disposition horizontale_.jpg
une troisième, que je n'ai pas vue documentée, serait de visser latéralement à travers la solive, ce qui aurait aussi pour conséquence d'éloigner le centre de gravité des filetages (un peu comme pour mon chevêtre, mais sans évider la solive cette fois, en essayant tout de même d'incliner la vis, car l'assemblage à 0° en bois de bout est le moins robuste d'après ce que j'ai lu dans l'atelier, avec une portance locale moindre que pour les 45° classiquement préconisés).
distance_centre_de_gravite2_.jpg
dans l'illustration ci-dessus on se rapproche sensiblement des 5d * 1.5 requis (la vis Heco ayant un diamètre de filetage extérieur de 6,5mm)


que pensez-vous de tout cela?

[eseb]

j'étais en train de rédiger mon précédent message hier soir, et n 'ai pas vu tout de suite celui que vous aviez posté entre-temps...

la non pondération des efforts chez Codifab ne concerne apparemment que les calculs effectués selon la méthode simple, or j'ai utilisé la méthode avancée.

pour le renfort en flexion des solives d'enchevêtrure, la solution d'une telle plaque est sans doute satisfaisante sur un plan théorique, mais me paraît difficile à mettre en œuvre :

• je ne vois pas où me procurer cette plaque en tant que particulier
• pas évident à transporter, ni à manipuler pour la présenter sur la solive
• il faudrait "redresser" la solive avant de la poser, ce qui n'est pas non plus aisé

pour l'escalier, j'ai considéré la compression oblique générée : en prenant 50 DaN pour le poids propre et 250daN pour les charges d'exploitation, le taux de travail n'est que de 11%
je ne vois pas trop ce que vous entendez par le cisaillement de travée + appui ?

[ilovir]

Ces documentations fabricants, qui ne correspondent pas aux logiciels, ni aux ATE, qui se contredisent, etc ..., tout comme les études type plateforme EC5, Codifab et autres, ça lasse.
Dans le genre, il y a aussi les systèmes de scellement par chevilles avec le référentiel ETAG, et les logiciels et notices de divers fabricants. Et bien sûr, les textes d'auteurs, un sur la plateforme EC5 justement.

Je suppose que vous vous y plongez parce que vous avez un problème précis à résoudre, mais quand on n'est pas dans ce cas, on a envie de laisser tomber. Je vais quand-même regarder par curiosité, sur la base de ce que vous évoquez. Mais je n'aurai pas plus que vous la réponse aux questions restées pendantes.

[yaadno]

bonjourour revenir au pb que vous avez évoqué au départ qui concerne l'isolation phonique d'un plancher,pourriez-vous nous dire s'il s'agit de bruits d'impact,aériens,et la solution que vous avez prévue?merci
cdlt

[eseb]

bonjour yaadno,
l'isolation phonique projetée devrait permettre de jouer sur les deux tableaux :
- sur le plancher : feutre de chanvre 1cm + parquet flottant liège Neptune (j'ai déjà testé dans une pièce , et c'est efficace pour les bruits d'impact)
- au plafond entre les solives, isolant biofib ouate en 45mm, plaque de fermacell et lambris pour l'aspect visuel :
cela fait donc un système masse ressort masse avec l'isolant pris entre le fermacell et la dalle d'aggloméré, renforcé par le feutre + parquet : j'espère que cela sera efficace en bruit aérien

pour le plafond, la difficulté sera de trouver un moyen de mise en œuvre invisible : je dois encore tester la faisabilité

[yaadno]

plancher:affaiblissement 18dB pour le parquet,mais combien pour le chanvre? pas trouvé le PV d'essai;
plafond:comment est fixé le fermacel ?pas directement sur les solives ? ce qui m'intrigue,c'est qu'il n'y a de l'isolant qu'entre les poutres;
cdlt

[ilovir]

Voir ce lien, page 47 et 48 (ça vient encore du Codifab ...)

http://www.codifab.fr/sites/default/...aboratoire.pdf

On remarque que la différence d'affaiblissement , tant en Lnw qu'en Rw, entre un plancher où le plafond est continu sous les solives, et le même plancher avec le même plafond mais placé entre solives est de 18 dB. C'est beaucoup. En fait, le système à solives apparentes est peu performant en acoustique, car les solives rayonnent directement le bruit : 18 dB de perte d'efficacité donc.

Page 49, apparaît l'influence d'un parquet flottant par rapport à un plancher nu.
Le gain n'est que de 4 dB sur le Lw, alors que les sous-couches sont souvent données pour des gains en Ln de 15 à 19 dB.
L'explication à cet écart est que les données produits sont basées sur un support en béton de 14 cm, et que le gain en Lw dépend beaucoup de la masse du support.
Gain de 15 dB sur dalle béton ne fait plus que gain de 4 dB sur un support panneau bois.

Ces valeurs sont à prendre pour la comparaison, et non pas en valeur exacte prédictive du résultat obtenu sur place qui dépend grandement de la réalisation, des jonctions, etc ...

[yaadno]

merci ilovir,très instructif ce lien;

[ilovir]

Et celui-ci également

http://www.apasdevelours.fr/

[eseb]

quelques documents d'essais acoustiques avec le Biofib ici

la perte d'efficacité de 18db mentionnée par ilovir n'est pas, si j'ai bien lu, à configuration équivalente : dans le cas d'une isolation entre solives on a 1 plaque de Ba13, et 2 plaques en cas d'isolation sous solives, ce qui accentue la différence de résultat.

bien qu'inférieurs évidemment à une isolation sous solives, le second lien sur l'étude "a pas de velours" mentionne tout de même des gains significatifs en cas d'isolation entre solives.

pour mon cas personnel, l'isolation sous solives n'est pas envisageable, car cela réduirait trop la hauteur de la pièce d'une part, et cela supprimerait le charme des poutres apparentes...


ilovir, je comprends tout à fait que "les charmes de L'EC5" que vous mentionniez au début de la discussion se fassent plus discrets , et vous plonger dans les ATE vous amènerait à faire les mêmes constats déjà évoqués ;
mais peut être pouvez vous me dire ce que vous pensez de la fixation des "solivettes" par fixation transversale à travers la solive ?

[eseb]

pour la fixation des plaques de fermacell : cornières métalliques ou tasseaux
pour celle du lambris : agrafage ou collage, avec rainure (1 ou 2mm) dans les solives pour ne pas voir les coupes
je dois procéder à des essais pour déterminer si c'est faisable ou non...

[ilovir]

J'ai entrepris de comparer la méthode de calcul de l'assemblage par vis croisée de la page 28 atelier 9, avec les résultats des tableaux de dimensionnement SFS intec, vis WT fiche 11.15.
J'ai d'abord calé ma feuille de calcul pour retrouver les mêmes résultats sur le même exemple, puis je rentre l'angle à 90 °, et les longueurs et épaisseurs.

La comparaison ne fonctionne pas très bien.

Surtout je coince sur le coefficient d'amplification au flambement Khi, qui est à 0.75 dans l'exemple atelier. Je ne vois pas d'où ça sort ; si je fais le calcul de Khi selon la méthode de l'EC3, je trouve qu'il faudrait une longueur de flambement de 52 mm sur la vis de dint 4.8 mm. Ca ne correspond à rien.

Et comme c'est la limite au flambement qui dimensionne dans cette méthode, il faut savoir quoi mettre, sinon c'est inutilisable.

Sinon, dans le principe, on doit bien arriver à fixer les solivettes dans les solives par vis transversales.
Justification, avec les formules EC5 (johanssen) ; vis = pointe si d < 6, vis = boulon sinon. Force divisée par 3 si les tiges sont dans l'axe du bois debout, et avec une interpolation s'il y a un angle dans le plan horizontal (pointes lardées).
Si on met un angle dans le plan vertical, on retombe sur le cas évoqué au début, cas de l'effort en traction dans la vis.

Je n'ai pas essayé.

[eseb]

de retour après quelques jours d'absence ...

je n'ai pas trouvé de fiche 11.15 pour les vis SFS Intec WT : auriez vous un lien?

la valeur 0,75 de Khi dans l'atelier 9 est tirée du tableau p52 de la partie théorique (pour une vis de diamètre 6, de fy 480, avec un angle de 45° et pour du C24)

je me suis frotté aux équations de Johansen en suivant l'exemple du livre de Benoit et consorts : j'ai trouvé dans l'atelier 9 (théorie) le calcul de la portance locale pour un angle quelconque et j'ai pris la formule de Bejka qui est reprise dans les ATE de Wurth et Heco (un peu moins pénalisante pour le bois de bout : la portance est divisée par 2,5 au lieu de 3).

avec les 3 vis imposées en bois de bout, j'obtiens un taux de travail de 42 à 50% suivant les marques de vis, pour une pose horizontale : comme pour l'assemblage à vis croisées, il n'y a donc pas de problème de résistance, le seul problème est d'éviter la fissuration.

ce que j'ai du mal à comprendre c'est qu'en cas d'inclinaison de la vis dans le plan vertical on ne raisonne plus qu'en traction/compression ? dans l'exemple des vis croisées à 45° de l'atelier 9, il est indiqué que la résistance latérale est considérée à 0 mais dans le cas de vis posées transversalement à travers la solive avec un angle faible, ne faut il pas considérer une combinaison cisaillement + traction ?

si oui pour le cisaillement j'ai une interrogation pour le calcul de la portance locale dans l'assemblage solive / solivette :

• si je pose la vis horizontalement, j'ai un angle de 0° avec le fil du bois de la solivette (bois de bout) et de 90° avec le fil du bois de la solive
• si j'incline la vis dans le plan vertical, j'ai un angle de α° avec le fil du bois de la solivette, et pour la solive on garde 90° (même plan vertical que précédemment donc perpendiculaire au plan du fil du bois )?

[ilovir]

Entre temps, j'ai regardé d'un peu plus près l'ETA-12/0062 des vis WR (qui n'ont pas de partie lisse au milieu). On y trouve le mode de calcul de Khi, qui est d'ailleurs reprise dans la partie explicative de l'atelier 9. Je l'ai mis dans ma feuille de calcul tableur, et comme-ça je retrouve les valeurs de Fr,k et Fb,d du tableau de la page 11.15 de la notice téléchargeable sur le site SFS (je n'ai plus le lien).
J'en déduis que l'atelier a utilisé une méthode analogue à celle de SFS, et comme vous, je m'étonne que l'on ne prenne en considération que les efforts axiaux dans les vis. Je ne sais pas plus que vous pourquoi on ne prend pas de cisaillement.
Une précision seulement : les fax,k sont donnés pour un angle entre 0 et 45 °. Si l'angle est plus faible, il y a un coefficient correctif pour le fax,k .Ce qui peut-être compense la non-prise en compte du cisaillement ?

Je n'ai pas téléchargé de logiciels ; j'arrête avec ces endroits où il faut s'inscrire, et avec les téléchargements divers sur mon ordi qui en est fatigué.

Et sur votre dernière question : dans l'exemple de l'atelier 9, le alfa de la formule de calcul de résistance dépend de l'angle porté / porteur (petite formule trigo). Pour 50° entre porté et porteur, l'angle alfa est 63 °. Si l'ange porté / porteur est de 90°, la formule donne alfa = 90°. Ca correspond bien à ce qu'on voit, et que vous évoquez.

[eseb]

merci pour la formule de calcul de l'angle par rapport au fil du bois selon le couple portant / porté : je dois dire que cela m'avait échappé...

p30 de la partie explicative de l'atelier 9, on a un tableau définissant l'ordre de préférence des règles de calcul : dans quel sens faut il le lire ? l'ATE prend le pas sur la norme européenne et ainsi de suite ?

je pose la question car je tente de faire le calcul d'un effort combiné traction/cisaillement pour un angle quelconque (j'espère que cela sera le dernier ) et comme de bien entendu j'ai encore des divergences selon les sources:

arrachement

pour les fax,k, vous voulez dire qu'ils sont définis pour un angle supérieur à 45° ? c'est justement pour un angle de 0 à 45° que j'ai vu la mention du coefficient réducteur kax dans les ATE

dans la norme amendement A1, ce coefficient kax n'existe pas en tant que tel, mais l'on trouve au dénominateur 1,2cos²α+sin²α (pas dans les ATE ni dans mon édition 2008 du bouquin de Benoit, cela doit apparaitre dans votre version de 2014?) ce qui est un peu moins pénalisant jusqu'à 45° et un peu plus de 45° à 90 ; comme mon assemblage implique des angles faibles, j'ai appliqué la formule des ATE avec kax qui autorise un angle de 0 à 45% , Heco se singularisant une fois de plus en posant des conditions supplémentaires pour utiliser ce coefficient pour des angles inférieurs à 15% : une pénétration importante de la vis est alors requise (pour une vis de 6mm et un angle de 10° cela donne 138mm de pénétration)

dans l'atelier 9 (partie explicative p 45) on prend pour le mode 1 de rupture en traction le max (traversée de la tête, arrachement du filet supérieur) : je me serais davantage attendu au min, que l'on trouve d'ailleurs ailleurs (dans le bouquin de Benoit par ex) : cela doit être une coquille non?

même page, je ne comprends pas pour le mode 3 le coeff (1,30/1,25*kmod) ; on trouve une référence à l'équation 8.40c de la norme qui ne le comporte pas ; ils ne l'utilisent d'ailleurs pas non plus dans la partie exemple ; d'ordinaire, on utilise ce genre de coef pour déterminer la valeur de design à partir de la valeur caractéristique ; ici , on dirait que l'on fait le contraire (le coeff est inversé) sauf que la formule ne comporte que ftens,k une valeur caractéristique ...

compression

je ne pense pas que le mode 1 (p48 atelier 9) s'applique à mon exemple ? sinon, quelle est la longueur efficace à prendre en compte pour une vis à deux filets ? un seul filet comme en traction, ou la hauteur cumulée des deux ?

flambage

dans mon cas (solivette à angle droit de la solive, fixée transversalement via la solive) le flambage concerne la partie supérieure de la vis non ? s'il peut concerner les 2 parties , il faudrait faire le calcul pour chacune pour tenir compte de l'angle avec le fil du bois qui lui est propre ?

dans l'atelier sur les vis croisées ils prennent khi = 0.75 (correspondant à un angle de 45°) pour les 2 côtés (portant/porté) ce que je ne comprends pas, alors que pour l'arrachement ils prennent 45° côté porté et l'angle calculé à 63° côté portant ce qui est logique.

d'autre part, on trouve là encore (p48 explicative) un coeff 1,30/kmod dans la formule de résistance caractéristique (absent des ATE), avec un renvoi ) l'équation 6.47 de l'eurocode 3 (qui concerne elle la formule de calcul/design) ; j'ai comme vous trouvé dans les ATE la façon de calculer la valeur de khi car c'est un peu flou dans l'atelier 9.

enfin, voyez-vous pourquoi faire intervenir le cos dans la résistance finale de l'assemblage (p35 atelier 9 de l'exemple vis croisées) alors que l'angle a déjà été pris en compte dans le calcul des différentes composantes de résistance (fax,rd et fb,rd tout au moins) ?

cisaillement

effet de corde : il prend une part conséquente de la résistance de cisaillement (40 à 45% environ pour mon exemple) mais je ne me représente pas trop ce que c'est ?

[eseb]

vous semblez vous être lassé de répondre ilovir...
merci néanmoins de m'avoir accompagné et guidé dans mes recherches : je vais (enfin) passer à la phase pratique...

[ilovir]

Voici quelques éléments de réponse :

L’ordre de préséance des textes est de haut en bas. Quand le cas n’est pas dans le premier, on cherche dans les suivants. Certains renvoient à d’autres.

Arrachement

le fax,k est donné pour une vis perpendiculaire aux fibres du bois, à 90 °, mais aussi inclinée jusqu’à 45° par rapport à la perpendiculaire. Entre ces 45° et le 0° de la pure parallèle aux fibres, on interpole. Il y a aussi des valeurs tabulées dans les ATE (voir page 11.12 doc SFS)

Mode de rupture 1 : Dans ce type de condition, on prend le maxi, parce que si une des deux conditions lâche, il y à l’autre pour tenir.


Mode 3 : On trouve page 12 que Ft,Rd = ftens,k/1.25, qui sort de la norme. Si on x par 1.3/kmod, c’est une façon de ramener le Ft,Rd, à un Ft,Rk (si je devine juste ..). Ca vaut pour la même question un peu plus loin.

Compression

Dans les assemblages, on calcule séparément la résistance d’une même vis dans chacune des deux pièces, donc avec pour chacune la longueur efficace de la vis dans cette pièce.
Ensuite, on retient pour cette vis, la plus faible résistance des deux.
Voir l’exemple de l’atelier 9 pour le calcul des vis croisées.

Flambage

Le flambage affecte la partie supérieure de la vis, quelle que soit sa longueur (comme les micrropieux dans le sol). La longueur de flambement n’a plus de sens, le coefficient khi est à calculer selon les explications p 53 de l’atelier (rappelé dans les ATE).
Ce n’est pas systématiquement 0.75.

Dans le calcul de la résistance finale de l’assemblage, le cosinus intervient pour la direction de l’axe des vis par rapport aux efforts, selon la géométrie des forces rappelées dans l’exemple.
On n’aura donc pas la même résistance pour cet assemblage en traction (écartement d’une pièce par rapport à l’autre) qu’en cisaillement de l’une par rapport à l’autre : les vis ne travaillent pas dans le même sens dans les deux cas.

Cisaillement

L’effet de corde, c’est la tension qui se met dans la tige quand l’assemblage se déplace en glissement. Comme si la tige était une corde, sur laquelle ça tire. Il faut pour ça que la vis (ou le boulon surtout) soit bien serrée, et ne se desserre pas lors du séchage du bois.

Pour explications : quand on regarde une tige sur deux appuis fixes articulés, l’application d’une charge en flexion la fait fléchir, mais aussi se tendre quand elle s’allonge en fléchissant. En général, on néglige cet effort de tension (pas facile à calculer - on le trouve dans des formulaires), dans les calculs de poutre.

Vous verrez, vous vous lasserez aussi.

[eseb]

pour la préséance des normes, il y a ambiguïté lorsque le cas est décrit à plusieurs niveaux mais différemment, par exemple pour le calcul de fax,Rk qui est exposé dans l'Eurocode5 /amendement 1 et de façon différente dans les ATE pourtant plus récents ; je viens de remarquer page 3 de l'atelier 9 (théorie) il y a un tableau qui différencie les produits dits "traditionnels", soumis à la norme Eurocode5 des produits "innovants" qui ont leurs propres documents de certification tels que les ATE. Peut -être qu'un nouveau produit commence par être un produit innovant avant d'être intégré au bout d'un moment dans la norme et d'être considéré alors comme traditionnel. Mais concernant les vis structurelles, elles sont pourtant déjà traitées dans la norme Eurocode5/A1 de 2008 ...


j'avais eu la même analyse que vous pour le mode de rupture 3 mais je n'en comprends pas la finalité puisque dans cette page 12, Ft,Rk est assimilée à ftens,k ; l'application numérique ne reprend pas non plus cette formule de calcul ; comprenne qui pourra...

pour l'exemple des vis croisées, votre explication sur la résistance finale et l'emploi du cosinus renvoie au schéma de la page 32 de l'application numérique avec une représentation horizontale des efforts de traction/compression ; mais juste au dessus, page 29 à 31, les forces de traction/compression sont représentées dans le plan vertical (avec emploi du sinus) : comment comprenez vous ce passage de l'un à l'autre ?

si je vous suis bien, dans mon exemple de vis à angle alfa quelconque, il faudrait pondérer les résistances de traction/compression par le cosinus alfa (puisqu'elles travaillent horizontalement), et les résistances de cisaillement par le sinus alfa (puisqu'elles travaillent verticalement) ?

dans le bouquin de Benoit et consorts, il y a un exemple de chargement combiné avec un angle entre axe de la pointe et effort (p271 version 2008) : ils ne font intervenir l'angle que pour le calcul des efforts, mais pas pour les résistances comme dans l'atelier 9 ...

pour la lassitude, vous avez raison, je la sens poindre moi aussi merci encore pour votre patience !

[ilovir]

sur la préséance : un même produit, par exemple une vis auto taraudeuse, peut être d'une part un produit conforme aux normes pour utilisation selon les règles de l'art traditionnelles, et d'autre part en même temps avoir un ATE pour une utilisation hors norme. En général on l'utilise selon l'ATE, sinon il n'y aurait aucun intérêt à choisir ce produit (plus cher qu'un produit simple répondant uniquement à la norme)

Ft,Rk et ften,k, dans la situation, c'est la même chose. Mais pour l'acier on vient de l'EC3, qui n'est pas le même monde que l'EC5. Notamment, il n'y a pas des kmod en EC5, et la formule proposée pour faire correspondre les Ft,Rk du bois et le ftens,k de l'acier est disons "hybride", pour essayer de faire correspondre. C'est une manœuvre à volonté simplificatrice, qui comme bien d'autres dans ce cas brouille les pistes plus qu'elle ne les démêle.

pour les sinus et cosinus : oui, cela résulte de la trigo. Dans le bouquin de benoît, il est fait un calcul selon la norme, qui raisonne en cisaillement mais avec ses formules qui tiennent notamment compte de l'écrasement du bois, et peu (ou) pas la traction, uniquement pour l'effet de corde, en complément.

L'ATE (et l'atelier) raisonnent en résistance de la vis à la traction, en oubliant l'écrasement du bois.

Ce sont donc deux modèles de rupture différents, ce qui a de quoi déconcerter et me faire me demander jusqu'à quel point ces modèles collent vraiment valides par rapport à la réalité physique. Je n'ai pas regardé le détail, mais je dirais quand-même que quand les vis sont proches de l'horizontale, on est plus près du modèle EC5, Johanssen.