Fondation pour bâtiment en zone sismique
📝 Contexte de l'Étude et Enjeux de l'Ingénierie
Le présent dossier s'inscrit dans le cadre de l'extension stratégique majeure d'un Centre Hospitalier Universitaire (CHU) situé dans la région de Nice.
Géographiquement parlant, ce site est classé en zone de sismicité \( 4 \) (sismicité moyenne) selon le zonage sismique réglementaire français. En raison de sa vocation sanitaire et de la nécessité absolue de maintenir la continuité des soins et des opérations d'urgence à la suite d'un événement tellurique majeur, cet établissement relève de la catégorie d'importance IV.
Cette classification impose un niveau de protection parasismique maximal, exigeant l'application d'un coefficient d'importance \( \gamma_{\text{I}} = 1.4 \) qui majore drastiquement l'action sismique de calcul.
Dans ce contexte structurel particulièrement exigeant, le bureau d'études géotechniques a été mandaté pour une mission de type G2 Phase Projet (G2 PRO). La campagne de reconnaissance in-situ (essais pressiométriques Menard, sondages carottés et essais au pénétromètre dynamique) a mis en évidence une stratigraphie homogène.
Le terrain d'assise superficiel est constitué de sables graveleux denses à très denses, formellement identifiés comme une classe de sol C selon la classification de l'Eurocode 8.
L'étude hydrogéologique a permis d'écarter formellement tout risque de liquéfaction des sols, la nappe phréatique fluctuant à plus de \( 15 \text{ m} \) de profondeur, bien au-delà du bulbe des contraintes de l'ouvrage.
Par conséquent, la superstructure en béton armé, modélisée sous forme de portiques hyperstatiques ductiles, va reporter ses charges considérables sur le substratum via un réseau dense de semelles isolées rigides.
Lors de l'excitation sismique de calcul (séisme de l'État Limite Ultime), le transfert des efforts au niveau de la fondation génère une Interaction Sol-Structure (ISS) extrêmement complexe.
La base du fût de fondation est soumise à un torseur d'efforts comprenant un effort normal gravitationnel massif, couplé à un effort tranchant de cisaillement et à un moment de renversement dynamique de forte intensité.
En qualité d'ingénieur spécialiste des fondations, votre mission consiste à valider le pré-dimensionnement géométrique d'une semelle isolée sous le poteau le plus sollicité du hall d'urgence. Vous devrez vérifier rigoureusement la portance ultime du sol de fondation (non-poinçonnement) ainsi que la stabilité cinématique au glissement vis-à-vis des sollicitations sismiques à l'État Limite Ultime (ELU) Accidentel, en appliquant les méthodologies avancées des Eurocodes 7 et 8.
"L'excentricité des charges générée par le puissant moment de basculement sismique est le point critique de cette conception. Conformément à la norme d'application nationale NF P 94-261, le décollement partiel de la semelle (soulèvement de la talonnette) est toléré sous combinaison accidentelle transitoire. Toutefois, cette tolérance est conditionnée par le fait que l'excentricité géométrique de la résultante demeure strictement cantonnée dans la limite de sécurité réglementaire, afin de prévenir un effondrement par poinçonnement localisé."
Afin de garantir une fiabilité et une exactitude scientifique absolues lors de notre dimensionnement parasismique, l'ensemble de la note de calculs s'appuiera rigoureusement sur le corpus réglementaire européen de dernière génération. Les données d'entrée géotechniques ont été consolidées suite au dépouillement en laboratoire des échantillons intacts prélevés lors de la campagne de forages sur site.
📚 Corpus Normatif et Règlements de Calcul Applicables
NF EN 1997-1 (Eurocode 7 - Calcul Géotechnique) NF EN 1998-5 (Eurocode 8 - Conception Parasismique : Fondations) NF P 94-261 (Norme d'Application Nationale Française - Fondations Superficielles)Il est impératif de souligner que l'absence de cohésion effective (\(c' = 0\)) dans ce milieu pulvérulent implique que la portance et la résistance au glissement de la fondation vont dépendre exclusivement de la mobilisation de l'angle de frottement interne (\(\phi'\)) sous l'effet du poids écrasant de la superstructure.
| GÉOMÉTRIE PRÉ-DIMENSIONNÉE DE LA FONDATION | |
| Largeur de la semelle carrée étudiée | \( B = L = 2.50 \text{ m} \) |
| Profondeur d'encastrement équivalent (Fardeau) | \( D = 1.00 \text{ m} \) |
| CARACTÉRISTIQUES GÉOMÉCANIQUES (Sol d'Assise - Sables Denses) | |
| Poids volumique effectif du sol (au-dessus de la nappe) | \( \gamma_{\text{sol}} = 20.0 \text{ kN/m}^3 \) |
| Angle de frottement interne effectif de pointe | \( \phi' = 35^\circ \) |
| Cohésion effective (Comportement pulvérulent pur) | \( c' = 0 \text{ kPa} \) |
| TORSEUR DES ACTIONS (Rapporté à la base - Combinaison ELU Accidentelle Sismique) | |
| Effort normal vertical (Incluant poids propre fondation + terres) | \( N_{\text{Ed}} = 1600 \text{ kN} \) |
| Effort tranchant horizontal (Effet d'inertie sismique) | \( V_{\text{Ed}} = 220 \text{ kN} \) |
| Moment de renversement dynamique à l'interface sol/béton | \( M_{\text{Ed}} = 500 \text{ kN.m} \) |
3. Méthodologie de Résolution Géotechnique
Afin de statuer sur la sécurité structurelle de l'ouvrage sous sollicitation sismique, nous allons scrupuleusement dérouler le protocole d'ingénierie dicté par la norme NF P 94-261, phase par phase :
Étape 1 : Analyse de l'Interface Sol-Structure (Cinématique)
Calcul de l'excentricité de la charge et détermination des dimensions effectives de la fondation selon le modèle de Meyerhof, afin d'isoler la zone de sol réellement comprimée.
Étape 2 : Évaluation des Paramètres de Portance
Calcul des facteurs de portance fondamentaux (\(N_{\text{q}}, N_{\gamma}\)) et application des minorations dues à l'inclinaison de la charge générée par l'effort tranchant sismique (\(i_{\text{q}}, i_{\gamma}\)).
Étape 3 : Vérification Vis-à-Vis de la Rupture par Poinçonnement
Comparaison de la contrainte verticale appliquée avec la capacité portante ultime du sol à l'État Limite Ultime (ELU) Accidentel.
Étape 4 : Vérification de la Stabilité au Glissement
Contrôle de la résistance au cisaillement à l'interface béton-sol face à l'effort tranchant horizontal généré par l'accélération sismique.
Fondation pour bâtiment en zone sismique
🎯 Objectif Technique
L'objectif de cette première phase analytique est de modéliser le comportement de la semelle sous le puissant moment de renversement dynamique généré par le séisme.
Il s'agit de quantifier mathématiquement le déport de la charge et de déterminer les dimensions réduites de la zone de sol qui restera effectivement comprimée, afin de s'assurer que la fondation ne bascule pas dangereusement.
Cette étape s'appuie strictement sur l'Annexe D de la norme NF EN 1997-1 (Eurocode 7), qui régit les fondations soumises à des charges excentrées.
Elle est complétée par les prescriptions de la NF P 94-261 (Section 6) concernant les états limites de renversement sous combinaisons accidentelles.
Techniquement parlant, un moment fléchissant important appliqué à une fondation rigide modifie drastiquement la répartition des pressions sur le substratum.
Contrairement à une charge purement centrée où la contrainte est uniforme, l'action sismique concentre les efforts sur une seule arête de la semelle, provoquant une pointe de contrainte extrême.
Par conséquent, si l'excentricité dépasse une certaine limite géométrique, le côté opposé de la fondation se soulève et perd tout contact porteur avec le sol.
Il est impératif d'évaluer ce décollement pour calculer la résistance sur la seule surface utile restante.
Fondamentalement, la mécanique des sols gère très mal les répartitions de pressions trapézoïdales ou triangulaires pour le calcul de la portance à la rupture.
L'approche de Meyerhof (1953), validée par l'Eurocode, consiste à substituer la semelle réelle \( (B \times L) \) par une semelle fictive réduite \( (B' \times L') \).
Sur ce rectangle virtuel, on postule que la pression redevient parfaitement uniforme. Le centre de ce nouveau rectangle correspond exactement au point de passage de la résultante décalée des charges verticales.
Pour remplacer le torseur d'efforts central \((N_{\text{Ed}}, M_{\text{Ed}})\) par une force unique équivalente décalée d'une distance \(e\), on écrit l'équilibre statique des moments : le moment généré par la force excentrée doit être égal au moment d'entrée.
Pour garantir que la résultante passe exactement au milieu du rectangle fictif, on mesure la distance entre le point d'application et le bord le plus proche de la semelle. Cette demi-largeur vaut \((B/2 - e)\). Le rectangle entier fera donc le double de cette valeur.
Le moment sismique étant unidirectionnel (agissant selon l'axe transversal), la longueur longitudinale opposée n'est pas amputée.
📋 Paramètres de l'étape
| Paramètre | Valeur Initiale |
|---|---|
| Largeur géométrique réelle | \( B = 2.50 \text{ m} \) |
| Effort normal sismique total | \( N_{\text{Ed}} = 1600 \text{ kN} \) |
| Moment sismique à la base | \( M_{\text{Ed}} = 500 \text{ kN.m} \) |
En ingénierie parasismique, bien que la norme accepte de fortes excentricités sous séisme, une règle d'or de conception consiste à pré-dimensionner la semelle pour viser une excentricité \(e \le B/4\). Cela permet de limiter les tassements différentiels résiduels (basculement plastique du bâtiment post-séisme) et d'éviter une sur-sollicitation critique de la pointe de la semelle.
📝 Calculs Détaillés
1. Évaluation de l'excentricité structurelle (\(e\))Nous injectons le torseur sismique ELU pour déterminer le déport en mètres.
L'effort vertical est décalé de plus de \(31 \text{ cm}\) de l'axe central du poteau. Une partie de la semelle sera donc moins chargée.
2. Détermination de la dimension effective (\(B'\))On applique la troncature de Meyerhof sur la dimension parallèle à l'action du moment.
Puisque l'excitation sismique n'est étudiée ici que dans le plan principal, la longueur transversale de la fondation reste entière : \(L' = L = 2.50 \text{ m}\).
L'excentricité calculée est \(e = 0.31 \text{ m}\). Si nous la comparons à la règle classique du "noyau central" géométrique (\(B/6 = 0.41 \text{ m}\)), nous constatons que la résultante reste bien confinée au centre de la fondation. La semelle ne subit aucun soulèvement global ; l'ensemble de la base béton reste en compression sur la classe de sol C.
Prudence extrême sur les poteaux d'angle des bâtiments ! Le séisme agit en réalité dans toutes les directions simultanément. Si un moment survient sur les deux axes (X et Y), on parle de double excentricité. La surface effective \(A'\) n'est plus un simple rectangle, mais un polygone asymétrique, ce qui rend le calcul manuel de portance beaucoup plus complexe sans logiciel spécialisé.
🎯 Objectif Technique
L'objectif de cette seconde phase est de quantifier la résistance ultime théorique intrinsèque du sol pur, avant application des charges.
Il faut déterminer les coefficients adimensionnels de portance, puis leur appliquer des pénalités mathématiques sévères pour prendre en compte le "cisaillement" de l'interface sol/semelle dû à la force horizontale du séisme.
Nous appliquons ici les formules analytiques exactes définies dans l'Annexe D.4 de l'Eurocode 7 (NF EN 1997-1) pour le calcul de la portance en condition drainée (sol frottant).
Ce calcul inclut les facteurs correctifs d'inclinaison de la charge \( i_{\text{q}} \) et \( i_{\gamma} \).
Un sol pulvérulent compact sous pression purement verticale réagit comme un matelas extrêmement ferme.
Toutefois, lorsqu'une force latérale (\( V_{\text{Ed}} \)) s'y ajoute, elle crée un vecteur résultant oblique qui tend à initier une rupture asymétrique (poinçonnement incliné ou glissement prématuré).
Mécaniquement, la capacité du terrain à supporter la charge verticale s'effondre de manière exponentielle dès l'apparition de ce cisaillement en base.
C'est le mode de ruine par basculement-glissement typique des fondations superficielles lors de séismes violents.
Fondamentalement, pour un milieu sableux pur où la cohésion est nulle (\( c' = 0 \)), l'équation de portance se limite à deux moteurs de résistance majeurs.
On retrouve le terme de profondeur (le fardeau des terres environnantes bloquant la rupture, géré par \( N_{\text{q}} \)) et le terme de surface (le poids du coin de sol cisaillé sous la semelle, géré par \( N_{\gamma} \)).
Ces facteurs découlent directement des théorèmes de la plasticité (lignes de glissement de Prandtl).
La solution analytique de Prandtl lie directement la portance à l'angle de frottement du sol (\(\phi'\)) via une loi exponentielle de la poussée active/passive.
Ce terme dépend directement du terme précédent \(N_{\text{q}}\) selon les équations empiriques retenues par l'Eurocode.
Pour tenir compte du cisaillement incliné, les auteurs de l'EC7 utilisent une pénalité parabolique. L'exposant \(m\) varie selon que l'effort tranchant attaque la largeur \(B'\) (cas ici).
Rabaissement du terme de fardeau en fonction de l'intensité du cisaillement.
Rabaissement encore plus sévère du terme de base de la fondation.
📋 Paramètres de l'étape
| Paramètre | Valeur |
|---|---|
| Angle de frottement interne effectif | \( \phi' = 35^\circ \) |
| Dimensions effectives | \( B' = 1.875 \text{ m} \), \( L' = 2.50 \text{ m} \) |
| Effort vertical et tranchant sismique | \( N_{\text{Ed}} = 1600 \text{ kN} \), \( V_{\text{Ed}} = 220 \text{ kN} \) |
📝 Calculs Détaillés
1. Calcul du coefficient de portance absolue (\(N_{\text{q}}\))Résolution par étapes des exponentielles et de la trigonométrie pour \(\phi' = 35^\circ\).
Déduction de la composante liée au poids de la terre sous la base.
Ces valeurs élevées confirment que nous sommes sur un substratum sableux très porteur à l'état vierge.
L'abaque ci-dessus confirme visuellement nos résultats mathématiques : pour \(35^\circ\), les courbes croisent bien \(N_{\text{q}} \approx 33\) et \(N_{\gamma} \approx 45\). Si, lors d'un projet, votre calculatrice donne une valeur radicalement différente (ex: négative ou \( < 10 \)), vérifiez que votre outil trigonométrique est bien réglé en degrés et non en radians ! C'est une erreur classique.
On évalue le ratio d'anisotropie du rectangle de travail de Meyerhof.
Le ratio de cisaillement vaut \(V_{\text{Ed}}/N_{\text{Ed}} = 220/1600 = 0.1375\). Nous l'injectons dans la formule minorante.
Calcul de l'impact cisaillant sur la pointe inférieure de l'ampoule des contraintes.
Le constat est implacable : l'effort tranchant dégrade de \(19\%\) la portance liée à la profondeur, et ampute de plus de \(30\%\) la portance propre de la base de la fondation.
La pénalité de \(30\%\) sur le terme \(\gamma_{\text{sol}}\) (\(i_{\gamma}\)) est très sévère mais tout à fait classique en ingénierie sismique pour des ratios \(V_{\text{Ed}}/N_{\text{Ed}}\) de l'ordre de \(10\) à \(15\%\). C'est la démonstration mathématique que la capacité d'un sol s'effondre lorsqu'il est sollicité obliquement.
La formule d'Eurocode 7 impose que la valeur entre parenthèses \((1 - V_{\text{Ed}}/N_{\text{Ed}})\) soit strictement positive. Si l'effort tranchant du séisme dépasse la charge verticale, la fondation "chasse" avant même de poinçonner le sol, rendant le calcul de portance totalement obsolète (le modèle mathématique diverge).
🎯 Objectif Technique
Il est temps d'assembler l'ensemble de nos réductions géométriques et de nos pénalités de cisaillement pour statuer.
L'objectif est de calculer la Capacité Portante Ultime Nette de la fondation (\( R_{\text{v}} \)) et de vérifier si le sol peut physiquement résister à l'effondrement sous le poids du bâtiment lors du pic d'accélération sismique.
Le contrôle de résistance s'opère selon les critères de l'Eurocode 8 (NF EN 1998-5, Article 5.4) couplé à l'Annexe Nationale française.
Sous situation "Accidentelle" (séisme), le coefficient partiel de sécurité global imposé sur la résistance du terrain est radicalement relâché à \( \gamma_{\text{R,v}} = 1.0 \).
Dans un calcul classique de bâtiment (vent, exploitation), la norme impose de diviser la résistance du sol par \( 1.4 \) pour garder une marge de sécurité colossale.
Cependant, en parasismique, exiger une telle marge conduirait à construire des semelles de dimensions irréalistes et inconstructibles.
Étant donné la faible probabilité du séisme majeur et la nature très brève du choc, l'ingénierie accepte de "flirter" avec la rupture plastique.
On exploite donc 100% de la capacité extrême du sol pour ce calcul de vérification.
Concrètement, la formule générale de Terzaghi/Brinch-Hansen est un polynôme à trois termes : cohésion, fardeau et coin de glissement.
Le sol étudié étant du sable pur, la cohésion effective est nulle (\( c' = 0 \)). Par conséquent, tout le premier terme de l'équation algébrique s'annule mathématiquement.
Il ne nous restera qu'à sommer la pression des terres environnantes (le terme \( q \)) et la friction intrinsèque sous-jacente (le terme \( \gamma_{\text{sol}} \)).
Pression verticale exercée par le poids des terres situées au-dessus du niveau de la base de la fondation (ancrage).
En partant du modèle complet, on annule explicitement la composante cohésive pour révéler la formule d'application finale en condition drainée.
La pression unitaire (en kPa ou kN/m²) est alors intégrée sur l'aire effective du rectangle de Meyerhof pour donner une résultante globale en kN.
La descente de charge du poteau doit rester inférieure ou égale à la force réactive du sol minorée de son coefficient de sécurité matériel.
📋 Paramètres de l'étape
| Paramètre | Valeur Appliquée |
|---|---|
| Pression de fardeau initiale (\(q = \gamma_{\text{sol}} \times D\)) | \( q = 20.0 \times 1.0 = 20.0 \text{ kPa} \) |
| Aire effective calculée (\(1.875 \times 2.50\)) | \( A' = 4.6875 \text{ m}^2 \) |
| Torseur et Coeff. Sécurité (\(\gamma_{\text{R,v}}\)) | \( N_{\text{Ed}} = 1600 \text{ kN} \), \(\gamma_{\text{R,v}} = 1.0\) |
Dans l'équation de \(q_{\text{u}}\), on utilise scrupuleusement la largeur réduite \(B'\) dans le terme de surface \((0.5 \cdot \gamma_{\text{sol}} \cdot B' \cdot ...)\) et NON la largeur réelle \(B\). En effet, puisque le sol décollé ne travaille pas, le "coin de rupture" physique qui se développe sous le béton est proportionnellement plus petit.
📝 Calculs Détaillés
1. Contrainte de rupture du sol sous la fondation (\(q_{\text{u}}\))Remplacement de toutes les variables et addition des composantes de frottement stabilisatrices.
Le sol est capable d'encaisser plus de \(113 \text{ t/m}^2\) avant de rompre plastiquement sous l'inclinaison sismique.
2. Force résistante totale (\(R_{\text{v}}\))Intégration de cette pression sur l'aire de la semelle fictive.
Vérification vis-à-vis des \(1600 \text{ kN}\) descendants du poteau.
L'inégalité est mathématiquement incontestable.
Le taux de travail de la fondation est de \( 1600 / 5299.4 \approx 30.2\% \).
Cela signifie qu'à l'instant critique du séisme, l'hôpital dispose encore de près de \( 70\% \) de réserve de portance pure.
Cette surcapacité est tout à fait saine et rassurante pour un ouvrage de catégorie IV (crise sanitaire).
Ce calcul postule un comportement drainé à long terme. Attention danger : Si un séisme violent survient sur un sable lâche gorgé d'eau (nappe affleurante), la pression interstitielle explose brutalement.
C'est le phénomène redoutable de liquéfaction. L'angle \( \phi' \) chute virtuellement à zéro, détruisant instantanément toute portance \( N_{\text{q}} \) et \( N_{\gamma} \).
L'étude du potentiel de liquéfaction géologique doit impérativement précéder ce dimensionnement structurel.
🎯 Objectif Technique
Il ne suffit pas de prouver que la fondation supporte le poids vertical de l'infrastructure.
Il est crucial de s'assurer qu'elle ne se déplacera pas horizontalement comme un patin sur la glace sous l'impulsion féroce de l'effort tranchant \( V_{\text{Ed}} \).
L'objectif est de vérifier que le frottement mobilisé sous la semelle est supérieur à l'énergie cinétique latérale du séisme.
Cette validation s'opère selon l'État Limite Ultime de Glissement (ELU-GEO) de la norme NF P 94-261.
Elle est directement adaptée aux coefficients sismiques de l'Eurocode 8 (coefficient de modèle \( \gamma_{\text{R,h}} = 1.0 \)).
Pour contrer l'effort rasant, nous disposons théoriquement de deux remparts : le frottement sous la semelle et la butée des terres latérales (le mur de sol devant la fondation).
Or, la règle d'or en ingénierie de sécurité interdit de prendre en compte cette butée passive dans les calculs.
En effet, rien ne garantit que la tranchée devant l'hôpital n'a pas été terrassée ou excavée pour le passage de tuyauteries au moment exact où le séisme survient.
Nous devons concevoir notre stabilité en nous reposant uniquement sur le frottement de base.
Fondamentalement, la théorie de Coulomb pour le cisaillement interfacial pose que la contrainte limite de glissement \( \tau_{\text{lim}} \) dépend des caractéristiques d'interface.
Elle est définie par la cohésion de l'interface (\( c' \)) additionnée à la pression normale de contact (\( \sigma' \)) multipliée par la tangente de l'angle de rugosité (\( \delta \)).
Pour un béton coulé en place, l'interaction avec les grains de sable permet de mobiliser l'intégralité de l'angle de frottement du sol.
On intègre l'équation locale de Mohr-Coulomb \(\tau_{\text{lim}} = \sigma' \cdot \tan(\delta) + c'\) sur toute l'aire de contact \(A\). L'intégrale de la pression \(\sigma'\) donne la force totale \(N_{\text{Ed}}\). Comme notre milieu de contact est un sable sans adhérence (\(c' = 0\)), le terme additif s'élimine de lui-même.
L'action cisaillante ne doit pas dépasser la barrière de frottement disponible.
📋 Paramètres de l'étape
| Paramètre | Valeur Appliquée |
|---|---|
| Effort Normal et Tranchant Sismique | \( N_{\text{Ed}} = 1600 \text{ kN} \), \( V_{\text{Ed}} = 220 \text{ kN} \) |
| Angle de frottement d'interface béton-sol | \( \delta = \phi' = 35^\circ \) |
Dans l'Eurocode, la valeur de \(\delta\) est critique et dépend des conditions de chantier. Si la fondation est coulée in-situ directement dans la fouille (sans coffrage de fond perdu lissant), le béton va s'imprégner dans les grains de sable en durcissant. La norme nous autorise alors à utiliser \(\delta = \phi'\) (100% du frottement du sol). C'est l'hypothèse (favorable) que nous retenons ici pour un sol de classe C.
📝 Calculs Détaillés
1. Évaluation de l'effort de friction résistant (\(R_{\text{d}}\))La charge verticale monumentale du bâtiment génère une force de retenue passive via l'opérateur trigonométrique.
La semelle oppose un bouclier statique de \(112 \text{ t}\) contre tout glissement horizontal.
2. Contrôle structurel réglementaireComparaison de l'effort moteur avec la résistance minorée de sécurité.
L'inéquation est vérifiée avec une aisance remarquable.
Le taux d'utilisation au glissement est de seulement \( 220 / 1120 \approx 19\% \).
Ce résultat démontre que, pour des bâtiments lourds sur de bonnes assises (semelles massives et poteaux en béton armé), le glissement est rarement le mode de ruine dimensionnant. La masse écrasante du béton génère un frottement énorme.
Le danger résiderait davantage dans des bâtiments ultra-légers (charpente bois/métal) soumis à de forts séismes ou vents.
Méfiez-vous des bétons de propreté lissés à l'hélicoptère ou de l'utilisation de films polyane sous la fondation ! Ces pratiques détruisent totalement l'ancrage granulaire.
Si c'est le cas, la norme Eurocode 7 oblige à amputer la résistance au frottement, en fixant \( \delta = \frac{2}{3}\phi' \), ce qui ferait chuter la réserve de sécurité de l'hôpital de manière inquiétante.
📄 Note de Calculs Officielle
Le document ci-dessous représente le rendu technique professionnel type de cette étude. Il cristallise les exigences de justification attendues par un Bureau de Contrôle Technique (BCT) en phase d'exécution (EXE).
BUREAU D'ÉTUDES
- Norme applicable : Eurocode 7 (NF EN 1997-1) & Eurocode 8 (NF EN 1998-5).
- Sismicité du Site : Zone \(4\) (Moyenne), Bâtiment Catégorie IV, Accélération type.
- Hypothèse Géotechnique : Sol type C (Sable compact), Comportement purement frottant (\(c'=0\), \(\phi'=35^\circ\)).
- Dimensions retenues : Semelle Isolée Carrée \(B = 2.50 \text{ m}\), Encastrement \(D = 1.00 \text{ m}\).
La note justifie la résilience du modèle d'interface sol-structure vis-à-vis des modes de ruine majeurs par séisme.
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