NC091209DP02 - BE2 - Pont à treillis en N

8/3/2019 NC091209DP02 - BE2 - Pont à treillis en N

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NC091209DP02 - BE2 - Pont à treillis en N.odt Rév. 23 février 2010

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




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




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




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


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


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




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




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




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




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


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




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


Expression de la contrainte tangentielle :

= N

14⋅cos

2⋅e⋅l A


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..


l

θN14

N14.y

θ

l

N14

N14.x




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




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



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


f1

f2f3 f3

f4f4




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



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




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−


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.




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



Correspond à l'effort de la diagonale transmis par ses 2 semelles :

C1= N 14

2⋅e⋅l ∆σC1 = 74 MPa


f. Cordon d'âme sur gousset (f8)

Classe de détail

f5

f7

f7

f7

f8

f8f9

f9

f6 f6




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




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




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


┴ 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


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




Annexe 3 – Plans de réalisation conception initiale et modifiée pour fatigue

321 54 6 7 8



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



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

NC091209DP02 - BE2 - Pont à treillis en N

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