NC091209DP02 - BE2 - Pont à treillis en N
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Note de calculBE2 – Pont à treillis en N sous chargement vertical
Résumé :Étude des poutres principales d'un pont à treillis en N sous chargement vertical.
1. Cahier des charges
1.1. DescriptionPont à treillis en N (treillis de PRATT, diagonales en traction) permettant de relier par foie ferrée et un lorry detransport, deux unité de production séparé par un cours d'eau non navigable.
a. Schéma
– Pont composé de poutres triangulées identiques comportant : – membrures inférieures : [24], [46], [68], … et supérieures : [13], [35], [57], ... – montants : [12], [34], [56], …
– diagonales : [14], [36], [58], … – traverses inférieures (NN') et supérieures (MM') – Deux longerons L et L' sous les rails
b. Dimensions
Pont :
– Lt = 25,6 m
– Ht = 3 m – b = 3,2 m
Section :
– l = 1,5 m
– L = 3,6 m
Lorry :
– a = 2 m
– k = 6 m – h = 1,6 m – e = 2,5 m
1.2. Calcul
a. Charges et efforts
Ch P 80 kN
lL
z
y
L'
L
NN'
M' M
P PQ
Lt
z
x
Q QP P P P P P P
hHt
a
kMembrures Diagonales Montants
e
0 2
1 3 5
4 6
7
8
16
b
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2. Cas de charge dimensionnant
2.1. Hypothèses
– Pas de considération des charges permanentes car calcul comparatif – Chaque traverse reprend l'action d'un essieu
2.2. Étude des cas de charge
a. Essieu sans vent latéral
fig 1. Isolement de l'essieu
fig 2. Isolement de la traverse
Effort de calcul
La charge de calcul à prendre en compte selon CM66 §1.211-2 :
Qda=Q⋅aQda = 3/2 × Q = 222 kN
Réaction maxi
On isole la traverse, l'effort de réaction se déduit de la symétrie des actions
R N = R N ' =Q da /2 R N = R N' = 111 kN
b. Essieu avec vent latéral
fig 3. Isolement de l'essieu
fig 4. Isolement de la traverse
L'
L
Qda/2
NN'
l
RN' RNQda/2
L
L
NN'
l
RNRN'
FL'
L' L
FL
l
FL'=Qda/2
L' L
z
y OQda
FL=Qda/2
l
FL'
L' L
FL
Fv/2
h
z
y O
Qdb
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Réaction maxi
En isolant un essieu, soumis à la demi action du vent tendant à charger l'une de ses roue.
R L=1
2⋅Qda F v⋅h
l R L = 122,5 kN
R L' =12⋅Qda− F v⋅
h
l R L' = 87,5 kN
En isolant la traverse :
R N = R L⋅ Ll R L ' ⋅ L−l
2⋅ LR N = 112,2 kN
2.3. ConclusionLe cas de charge b (charge essieu et vent latéral) s'avère dimensionnant. On retiendra la valeur de réactioncomme étant celle s'appliquant au demi-treillis, dans le plan.
3. Étude des barres
3.1. Réaction d'appui R0
Efforts de calcul
On suppose le problème plan avec la charge fictive Q' par essieu, la réaction maxi de la traverse ramenée dans le plan du treillis:
Q ' = R NmaxiQ' = 112,2 kN
Charge permanenteLa charge de calcul à prendre en compte selon CM66 §1.211-2 de type permanente :
P d = P ⋅ Pd = 4/3 × P = 106,6 kN
Réaction R0
Q' Q'e
Lt
z
x
Pd0
16
bxPd Pd Pd Pd Pd Pd
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3.2. Méthode de Ritter
a. Étude de la barre [14]Principe de Ritter appliqué à la poutre [14] en définissant le secteur Σ ci-contre:
On gardera à l'esprit que le lorry ne roule pas sur les membrures, c'est une vued'esprit. Les rails fixés sur les traverses ramènent les efforts aux nœuds dutreillis. Tout au plus c'est un moment de flexion secondaire.
Selon la position x du lorry le long du pont :
Secteur [ 2.b < x < Lt -e ]
Pas d'action du lorry (agit sur Σ)Angle de diagonale :=arctan b / H
Isolement de Σ, efforts en projection sur z :
N 14= R0− P d
cos teta
θ = 46,8°
N14 = 701,731 – 12,816.x (en kN)
N14 ∈ [619,7 ; 405,68]
Secteur [ 2.b-e < x ≤ 2.b ] Action de l'essieu gauche (G2) au nœud 2 :Isolement local de poutre [24] :
G2=Q ' ⋅2⋅b− x
b
Isolement de Σ, efforts en projection sur z :
N 14=
R0− P d −G
2
cos teta
G2 = 224,4 – 35,06.x
N14 = 373,633 + 12,816.x (en kN)
N14 ∈ [523,5 ; 619,7]
Secteur [ b < x ≤ 2.b-e ]
Action des essieux (G2 et D2) au nœud 2 :Isolement local de poutre [24] :
G2=Q ' ⋅2⋅b− x
bet D2=
Q ' ⋅2⋅b− x−eb
Isolement de Σ, efforts en projection sur z :
N 14= R
0− P d −G 2
− D2
cos teta
G2 = 224,4 – 35,06.x
D2 = 136,7 – 35,06.x
N14 = 173,698 + 89,714.x (en kN)
N14 ∈ [460 ; 523,5]
Secteur [ b-e < x ≤ b ]
Action de l'essieu droit (D2) au nœud 2 :Isolement local de poutre [24] :
D Q '⋅2⋅b−x−e D 136 7 35 06
z
Pd
0
N14
2
1 3
4
x θ
N31
N24
Σ
R0
z
Pd
0
N14
2
1 3
4
x
θ
N31
N24
Σ
R0
G2(Q')
x
(Q')
z
Pd
0
N14
2
1 3
4
x
θ
N31
N24
Σ
R0(Q')
x
(Q')
D2e
G2
z
1 3N31Σ
z
Pd
0
N14
2
1 3
4
x θ
N31
N24
Σ
R0
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b. Étude du nœud 4
Utilisation du programme maison POUTREN pour l'étude des autres barres du nœud 4 :
Nota: Convention adoptée : valeurs positives = traction / valeurs négatives = compression.
Résultats
Nota: L'effort maxi dans la membrure est donné pour [68], non indiqué ici car n'appartenant pas au nœud 4.
Graphe des efforts
z
Pd
0
N14
2
1 3
4
x
N34
N24 N46
400 0
600,0
800,0
1000,0
1200,0
451,2
494,1
559,8553,7531,8524,3
502,4
754,9794,0
934,5973,7
1020,41004,8
956,0
708,1
481,0
527,0
597,0590,0567,0559,3
535,9
411,0375 0366 0
462,0
525,0
621,0610,7578,7
407,0
Noeud 4
Efforts de traction/compres sion
N14
N24
N34N
0 b-e b 2b-e 2b 3b-e 3b L-e (sans lorry)
x (m) 0 0,7 3,2 3,9 6,4 7,1 9,6 23,1 ∞ [kN]
N14 375,0 366,0 462,0 525,0 621,0 610,7 578,7 407,0 389,7 255,0
N24 481,0 527,0 597,0 590,0 567,0 559,3 535,9 411,0 397,7 199,3
N34 -149,0 -143,0 -121,0 -115,0 -181,0 -223,0 -289,2 -171,5 -159,9 174,2N46 754,9 794,0 934,5 973,7 1020,4 1004,8 956,0 708,1 682,0 338,4
R0 451,2 494,1 559,8 553,7 531,8 524,3 502,4 385,4 373,1 186,7
ΔN
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4. Dimensionnement des barres
a. Membrures supérieures
Effort maxi Les membrures inférieures sont comprimées. L'effort de compression maxi est obtenu dans la barre [57] :
N max= N 57 Nmax = 1343 kN
Contrainte normale
Selon CM66 §3.421-3
= N max / A σ = 184 MPa
Longueur de flambement On considère la rotation des appuis. Pour une poutre bi-articulée selon CM66 §13.401 est :
Lk =b Lk = 3,2m
Choix du profilé
On choisi un profilé présentant une équi-inertie dans les 2 plans; soit un profil de type tube creux carré.Caractéristiques A [cm²] Ix = Iy [cm4] Wel,x = Wel,y [cm3] i [cm]
200×200 ép 10 72,91 4286 428,6 7,6
Élancement
Selon CM66 §3.421-2 :
= Lk
iλ = 42
Coefficient de flambement
Selon CM66 §13.411-T1 (pour σe = 24) :
k k = 1,076
Critère de flambement
selon CM66 §3.411 :
k ⋅e198 ≤ 235 MPa
Un tube carré 200×200 ép 10 convient si l’on ne prend pas la fatigue en compte.
b. Membrures inférieure
Effort maxi
Les membrures inférieures sont tendues. L'effort de traction maxi est obtenu dans la barre [68] :
T max= N 68Tmax = 1213 kN
Section efficace mini
S l CM66 §3 421 3
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5. Conception
5.1. Principe généraux de réalisation
Les axes d'inertie mini sont placés perpendiculaires au plan du treillis. Se reporter à l'Annexe 3 qui détaille laconception
Traverse
– Profil imposé IPE 330 sollicité en flexion + traction.
Entretoise
– Profil imposé IPE 160 sollicité en flexion + compression.
Membrures supérieures
– Profil tube carré 200×200 ép 10
Membrures inférieures
On avait le choix entre 2 profils. On choisi un UAP 300 pour 2 raisons : – On n'appuie pas uniquement la traverse IPE 330 sur un profil carré car celui-ci est susceptible de se
déformer. Ce constat impose de relever la fixation de la traverse au niveau des montants. Cettedisposition se fait alors au détriment du passage du Lorry auquel on ne laisse plus que 2,3 m d'espacelibre (chargement = 2 m).
– Utiliser un UAP (à l'envers pour éviter la stagnation d'eaux...) présente l'avantage de bénéficier d'uneâme qui peut être utilisée dans le prolongement de la semelle de la travers IPE 330. Ce qui supprime lesinconvénients d'encombrement.
Diagonale
– Profil calcul HEA 180 (surclassé en prévision de la fatigue)
Montant
– Profil calcul HEA 180 (surclassé pour jonction sur la diagonale)
5.2. Dimensionnement des soudures
a. Justification du dimensionnement:
– La semelle inférieure de la traverse travaille en compression sur l'âme du profil UAP avec un jeu < 2mm: pas de dimensionnement selon IIS/IIW-534-77.
A ce sujet, ce cordon sera pénétré partiellement puisque non soumis à l'ouverture du joint côté soudure tel quedéfini selon NF P 22-470 §8.2.3.3. Ce qui présentera un avantage économique en fabrication : réduction dutemps de soudage, moins de métal d'apport et suppression d'un chanfrein.
Critère de résistance
Selon NF P 22-470 §9.5.1:
c1: K ⋅ ⊥23⋅⊥
2∥2 e
avec K = 0,7 pour S235
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Moment fléchissant Mf et Cisaillement T
Résultats issus du logiciel ISSD MN = 93,5 kN.m
R N = 122,5 kN
Contraintes dans le cordon
On considère que l'effort R N est majoritairement repris par les cordons longitudinaux de l'âme :
⊥=⊥=0
∥=R N
a⋅∑ l i
Longueur mini de cordon
En remplaçant τ// dans le critère §a. et en considérant une gorge a = 3 mm en premier abord :
∑ l i K ⋅ 3⋅ R N e⋅a
Σli ≥ 210 mm
L'âme de la poutre IPE 330 devra laisser subsister une longueur efficace de cordon de 201/2 = 105 mm
c. Cordons de semelle de traverse
Contraintes dans le cordon
On considère que l'effort M N est majoritairement reprisen traction par les cordons longitudinaux des semellessupérieures.
l
RN
y
Z
Echancrure ?
h-e
NX
y
Z l
tr
MN
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d. Cordon de diagonale sur montant
On fait l'approximation que le cordon vertical transmetl'intégralité des efforts verticaux de la diagonale [14]
par cisaillement.
En réalité, une partie de l'effort est reprise pas lecordon horizontal, cette contribution se détermine au pro-rata des raideurs d'assemblage. L'âme du profilUAP n'ayant aucun rigidité, le cordon ne reprend doncquasiment rien.
Critère de résistance
En premier abord, on considère que le cordon A est à pleine pénétration dans les 2 semelles. Il y lieu dedimensionner au cisaillement avec pour critère selon CM66 §1.313 : 1,54⋅e
Contraintes dans le cordon
Expression de la contrainte tangentielle :
= N
14⋅cos
2⋅e⋅l A
Longueur mini de cordon
En remplaçant τ dans le critère §a. en considérant l'épaisseur d'âme e = 9,5 mm pour un HEA 180 :
l 1,54⋅ N 14⋅cos
2⋅e⋅ e
l ≥ 146 mm
Pour la diagonale considérée [14] la longueur de raccord est de 178 mm ce qui est suffisant. Résultat àconsolider néanmoins en fatigue.
e. Cordon de montant et diagonale sur membrure
On fait l'approximation que le cordon horizontaltransmet l'intégralité des efforts horizontaux de ladiagonale [14] par cisaillement.
Effort infime repris par le cordon longitudinal de lamembrure pour les mêmes raison que ci-dessus..
Contraintes dans le cordon
l
θN14
N14.y
θ
l
N14
N14.x
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6. Tenue en fatigue
6.1. Chargement
a. Hypothèses – On conserve la pondération statique. On devrait normalement classifier la structure afin de déterminer
les coefficients partiels de sécurité γM
b. Histogramme de chargement
Circulation moyenne du lorry : – 10 cycles/h – 16 h/j – 340 j/an
Sur 50 ans, le nombre de cycles est de 2,72.106 ce qui donne selon [6] Fig. (4.3)-1 une pente de m=3.
On considérera l'histogramme des chargements C1, C2, C3 suivant :
Cycles de chargement
Chargement log(ni)
C1 5,83
C2 6,13
C3 5,83
Amplitudes de chargement
Dans les barres du nœud 4, à partir des valeur §3.2.b. :
Barre ΔN [kN]
[14] : Diagonale 255
[24] : Membrure inf. gauche 199
[34] : Montant 174
[46] : Membrure inf. droite 338
25% 50% 25%
0%
20%
40%
60%
80%
100%
Temps (%)
C h a r g e m e n t ( x Q )
C1
C2
C3
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6.2. Conception initiale
a. Zones d'initiation des fissures
Conception initiale
b. Cordon pleine pénétration (f1)
Classe de détail
Cordons bout à bout pleine pénétration en cisaillement [6] T{3.2}-2 FAT 100 , m = 5
Constante C de courbe S-N [6] T{4.3}-2 C = 6,851E+15
Étendue de contrainte
Correspond à l'effort de la diagonale transmis par ses 2 semelles dans le cordon en cisaillement :
∥ ,C1= N 14⋅cos
2⋅e⋅l ∆σC1 = 51 MPa
Le cas de fissure f1 est validé en fatigue (cf. Annexe 2)
c. Cordon d'angle (f2)
Classe de détail
Cordons d'angle en cisaillement [6] T{3.2}-2 FAT 80 , m = 5
Constante C de courbe S-N [6] T{4.3}-2 C = 2,245E+15
Étendue de contrainte
Correspond à l'effort de la diagonale transmis par ses 2 semelles dans les 4 cordons d'angle de gorge a = 3 mm
(définie en statique §5.2.e.) et de longueur l = 253 mm :
∥ ,C1= N 14⋅sin
4⋅a⋅l ∆σC1 = 61 MPa
Le cas de fissure f2 est validé en fatigue (cf. Annexe 2)
f1
f2f3 f3
f4f4
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e. Diagonale et montant (f4)
Classe de détail
Détail n°525 avec l = 178 mm < 300 mm [6] T{3.2}-1 p73 FAT 45 , m = 3
Constante C de courbe S-N [6] T{4.3}-2 C = 1,823E+11
Étendue de contrainte
Correspond au maximum à l'effort de la diagonale transmis par ses 2 semelles :
C1= N 14
2⋅e⋅l ∆σC1 = 74 MPa
Le cas de fissure f4 n'est pas validé en fatigue, il faut modifier la conception : ajout de congés de raccordements.(cf. Annexe 2)
6.3. Conception améliorée en fatigueLe choix se porte sur un gousset à rayon de congés de raccordement de rayon R = 100 mm, afin d'avoir une plaque à débiter non inutilement grande. L'Annexe 3 détaille les dimensions et dispositions constructives.
a. Dimensionnement des soudures (âmes de montant et diagonale)
La conception améliorée en fatigue dispose lescordons pleine pénétration avec un risque de ruptureen Mode 1. Le dimensionnement statique à pleine pénétration reste validé mais la rupture par fatigue està craindre.
On soude donc les âmes des profils HEA sur la plaquegousset afin d'alléger la charge sur les semelles, ce quia aussi pour effet d'augmenter la raideur de la plaque
gousset.
On effectue le calcul pour N14. Si il est validé, lecordon N34 le sera aussi puisque étant moins sollicité.
Les cordons longitudinaux (Nl)allègent la charge sur les cordonstransversaux (Nt) :
N 14= N t N l
Contrainte dans les cordons
l
N14
N34
l
l
e
ab
N14Nt
Nl
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La contrainte initiale t0= N 14
2⋅e⋅b est donc réduite au prorata des sections de cordons. En définissant le
coefficient de réduction κ (%) comme étant la part de l'effort reprise par les cordons transversaux :
t = t0⋅1−
Le coefficient κ se déduit de la partie relative au prorata des sections de cordons :
1−= 2⋅e⋅b
2⋅e⋅b4⋅a⋅l
3⋅ K
L'expression de κ (valeur comprise entre 0 et 1) se réduit :
= 11− 3⋅ K ⋅e⋅b2⋅a⋅l
Efforts dans les cordons
A partir de la définition de κ, les efforts repris par chacun des cordons s'écrivent :
N l = N 14⋅et
N t = N 14⋅1−
Longueur mini de cordon
Un calcul préliminaire en fatigue montre que l'amplitude ΔN14 doit être réduite d'au moins κ = 20%, enconsidérant une gorge a = 3 mm en premier abord :
l 3⋅ K ⋅e⋅b⋅
2⋅a⋅1−l ≥ 86 mm
On prendra toutefois soin d'avoir une longueur suffisante au droit de la traverse IPE 330 afin de reprendre lesefforts transmis par son âme convenablement. La valeur retenue sera donc proche de celle du cordon d'âme minidéfinie en §5.2.b. soit un valeur de longueur réduite du rayon de raccordement proche de 150 mm.
Pour cette longueur de cordon, le coefficient de réduction sera de κ = 30%. Valeur qui sera retenue pour lecalcul en fatigue.
Nota:
Le seul calcul des cordons transversaux selon NF P 22-470 §9.5.1 n'aurait pas permit de supposer que les cordonsnormaux soient suffisamment allégés pour un calcul en fatigue.
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b. Zones d'initiation des fissures
Conception améliorée en fatigue : ajout de plaquesgousset à rayon de congés
c. Cordon d'angle (f5)
Le cas f2 à validé un cordon longitudinal de moindre longueur; le cas f5 est de facto validé (cf. Annexe 2)
d. Membrure inférieure, pied de gousset (f6)
Classe de détail
Détail n°523 avec R = 100 mm > 0,5.h [6] T{3.2}-2 FAT 71 , m = 3
Le cas f3 à validé une classe de détail inférieure (FAT 63); le cas f6 est de facto validé en fatigue (cf. Annexe 2)
e. Congés de raccordement (f7)
Classe de détail Détail n°526 avec R = 100 mm > w/3 (180/3 mm) [6] T{3.2}-1 p73 FAT 90 , m = 3
Constante C de courbe S-N [6] T{4.3}-2 C = 1,458E+12
Étendue de contrainte
Correspond à l'effort de la diagonale transmis par ses 2 semelles :
C1= N 14
2⋅e⋅l ∆σC1 = 74 MPa
Le cas de fissure f7 est validé en fatigue (cf. Annexe 2)
f. Cordon d'âme sur gousset (f8)
Classe de détail
f5
f7
f7
f7
f8
f8f9
f9
f6 f6
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7. ConclusionLa conception (cf. Annexe 3) à privilégié la facilité de jonction des éléments par le choix des profilés, ce qui permet des préparations simples en vue du coupage thermique mais aussi de l'assemblage.
Il peut être envisagé de fabriquer la structure entièrement en atelier (assemblage, soudage et revêtement) puisquede dimension raisonnable, ce qui réduit les coûts et permet un travail de qualité.
Le montage se fera à l'aide d'une grue. Pas de lancement du pont puisque ce cas de charge n'a pas été couvert par cette note de calcul.
Références :
[1] DTU P22-701.- « Règles CM66 et additif 80 - Règles de calcul des constructions en aciers. 12e édition ».-CTICM. Eyrolles : 2007.
[2] NF P22-470.- « Construction métallique - Assemblages soudés - Dispositions constructives et justification
des soudures ».- Norme AFNOR. 1989.
[3] NF EN 10025-2.- « Produits laminés à chaud en aciers de construction - [P2] Conditions techniques de
livraison pour les aciers de construction non alliés ».- Norme AFNOR. 2005.
[4] NF EN 1993-1-8.- « Eurocode 3 - Calcul des structures en acier - [P1-8] Calcul des assemblages. ».- Norme AFNOR. 2005.
[5] NF EN ISO 9692-1.- « Soudage et techniques connexes - Recommandations pour la préparation de joints
- [P1] Soudage manuel à l'arc avec électrode enrobée ».- Norme AFNOR. 2004.
[6] IIS/IIW-1823-07 (doc XIII-2151-07r4 / XV-1254-07r4).- « Recommandations pour la conception en
fatigue des assemblages et des composants soudés » - IIS/IIW 2008
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Annexe 1 – Efforts dans les barres du treillis
Efforts dans les barres du treillis pour quelques positions du lorry.
Modélisation avec le logiciel ISSD
Sans Lorry
Lorry au quart du pont
Lorry au centre du pont
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Annexe 2 – Détail des calculs en fatigue
f1 255 Δσ log(Ni) Di=ni/Ni D
─ ΔσC1 51,04 C1 51,04 7,2962 0,0344 0,037
FAT 100 C 6,85E+015 C2 25,52 8,8013 0,0021m 5 C3 12,76 10,3065 0,0000
f2, f5 255 Δσ log(Ni) Di=ni/Ni D
┴ ΔσC1 61,23 C1 61,23 6,4165 0,2606 0,277
FAT 80 C 2,25E+015 C2 30,61 7,9216 0,0163
m 5 C3 15,31 9,4268 0,0003
f3 338,4 Δσ log(Ni) Di=ni/Ni D
N°521 ΔσC1 57,75 C1 57,75 6,4145 0,2618 0,331
FAT 63 C 5,00E+011 C2 28,87 7,3175 0,0655
m 3 C3 14,44 8,2206 0,0041f4 255 Δσ log(Ni) Di=ni/Ni D
N°525 ΔσC1 74,56 C1 74,56 5,6432 1,5462 1,957
FAT 45 C 1,82E+011 C2 37,28 6,5463 0,3865
m 3 C3 18,64 7,4494 0,0242
f6 338,4 Δσ log(Ni) Di=ni/Ni D
N°523 ΔσC1 57,75 C1 57,75 6,5702 0,1829 0,232
FAT 71 C 7,16E+011 C2 28,87 7,4733 0,0457
m 3 C3 14,44 8,3764 0,0029
f7 255 Δσ log(Ni) Di=ni/Ni DN°526 ΔσC1 74,56 C1 74,56 6,5462 0,1933 0,245
FAT 90 C 1,46E+012 C2 37,28 7,4493 0,0483
m 3 C3 18,64 8,3524 0,0030
f8 255 Δσ log(Ni) Di=ni/Ni D
┴ ΔσC1 60,71 C1 60,71 6,4348 0,2499 0,266
FAT 80 C 2,25E+015 C2 30,36 7,9399 0,0156
m 5 C3 15,18 9,4451 0,0002
f9 255 Δσ log(Ni) Di=ni/Ni D
N°216 ΔσC1 52,19 C1 52,19 6,7020 0,1351 0,171FAT 71 C 7,16E+011 C2 26,1 7,6050 0,0338
m 3 C3 13,05 8,5081 0,0021
f9 bis 255 Δσ log(Ni) Di=ni/Ni D
N°216 ΔσC1 74,56 C1 74,56 6,2372 0,3938 0,498
FAT 71 C 7,16E+011 C2 37,28 7,1403 0,09843 C3 18 64 8 0434 0 0062
ΔN
ΔN14
ΔN
ΔN14
ΔN
ΔN46ΔN
ΔN14
ΔN
ΔN46
ΔN
ΔN46
ΔN
ΔN14
ΔN
ΔN14
ΔN
ΔN14
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Annexe 3 – Plans de réalisation conception initiale et modifiée pour fatigue
321 54 6 7 8
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1 7 8
253
TITLE:
MA TERIAL:
DATESIGNA TURENAME
DEBURAND
EDGES
FINISH:
ANGULAR:
Q.A
MFG
APPV'D
CHK'D
DRAWN
091209-01SHEET1 OF 2
D
E
F
C
1 2 3
DWG NO.-
ESSA
WEIGHT:
- RAL 7031 sur toute la pièce.BREAK SHARP
Noeud 4 (conc ep tion initiale)
22/12/09
-
4
B
A
C
D
F.DESBORDES
SCALE:1:20
A
B
G.BALLAND
A3
D.PERRIN
S235J0 (EN 10025-2)
BE2 - Pont à treillis en N
- Corrosivité atm. ISO 12944-2:C4
UNLESSOTHERWISESPECIFIED:
DIMENSIONS ARE IN MILLIMETERS
SURFAC EFINISH:
TOLERANC ES:
LINEAR:
-
Détail de jonc tion noeud 4
200x200x10
IPE 160
IPE 330
UAP 300
HEA 180
gousset ep10
Noeud 4
2 5 7 2
3 0 0 0
a10 1741
2x583
a5 a6
a5
a5
a10 1602
a5
2
1 1 ,
5
10
5 0 °
2
ISO 9692 :ISO 2560 E 42 3 B 32 H5
ISO 4063 111Réf. 2
ISO 5817 DISO 6947 PFISO 2560 E 42 3 B 32 H5ISO 9692 :
ISO 5817 DISO 6947 PA+PE
Réf. 1ISO 4063 111
ISO 2560 E 42 3 B 32 H5ISO 9692 :
Réf. 3ISO 4063 111ISO 5817 DISO 6947 PA+PE
Détails préparations Méthodes pour information
1 1 ,
5
1 1 ,
5
5
5 0 °
2
9 ,
5 9 ,
5
5 0 °
2
21 54 6 7 83
8/3/2019 NC091209DP02 - BE2 - Pont à treillis en N
http://slidepdf.com/reader/full/nc091209dp02-be2-pont-a-treillis-en-n 22/22
1 1 ,
5
1 1 ,
5
5
5 0 °
Réf. 2
Détail de jonc tion noeud 4
ISO 4063 111
ISO 6947 PA+PEISO 5817 D
Détails préparations Méthodes pour information
ISO 9692 :ISO 2560 E 42 3 B 32 H5
ISO 6947 PA+PEISO 5817 D
ISO 4063 111Réf. 3
ISO 9692 :ISO 2560 E 42 3 B 32 H5
Réf. 1ISO 4063 111ISO 5817 DISO 6947 PCISO 2560 E 42 3 B 32 H5ISO 9692 :
C
D
A
B
BE2 - Pont à treillis en N
- Corrosivité atm. ISO 12944-2:C4
S235J0 (EN 10025-2)A3
D.PERRIN
A
DWG NO.
TITLE:
MA TERIAL:
DATESIGNA TURENAME
WEIGHT:
- RAL 7031 sur toute la pièce.
SCALE:1:20
Noeud 4 (concep tion fatigue)
22/12/09
-
F.DESBORDES
G.BALLAND
DEBURAND
EDGES
FINISH:
ANGULAR:
Q.A
MFG
APPV'D
CHK'D
DRAWN
091209-01SHEET2 OF 2
D
-
BREAK SHARP
F
C
ESSA
E
B
431 2
UNLESSOTHERWISESPECIFIED:
DIMENSIONS ARE IN MILLIMETERS
SURFAC EFINISH:
TOLERANC ES:
LINEAR:
-
Noeud 4
2 5 7 2
3 0 0 0
IPE 160
UAP 300
IPE 330
200x200x10
gousset ep10
HEA 180
Plaque ep10
1
1
R
1 0 0
4 0 9
1 5 0
1 0 0
R
627
1 0 0 R
2 0
a5
1
2x58
160
a10
a52
a10
174
a6
a5
a10 1741
a5
5 0 °
2
10
9,5
2
3 0
°
10
1 1 ,
5
5 0 °
2
2