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PROJET D
E NORME M
AROCAINE
Norme Marocaine homologuĂ©ePar dĂ©cision du Directeur de lâInstitut Marocain de Normalisation N°...........du ............ 2019, publiĂ©e au B.O. N° ............ du ............ 2020.
Droits d'auteurDroit de reproduction rĂ©servĂ©s sauf prescription diffĂ©rente aucune partie de cette publication ne peut ĂȘtre reproduite ni utilisĂ©e sous quelque forme que ce soit et par aucun procĂ©dĂ© Ă©lectronique ou mĂ©canique y compris la photocopie et les microfilms sans accord formel. Ce document est Ă usage exclusif et non collectif des clients de l'IMANOR, Toute mise en rĂ©seau, reproduction et rediffusion, sous quelque forme que ce soit, mĂȘme partielle, sont strictement interdites.
© IMANOR 2021 â Tous droits rĂ©servĂ©sInstitut Marocain de Normalisation (IMANOR) Angle Avenue Kamal Zebdi et Rue Dadi Secteur 21 Hay Riad - RabatTĂ©l : 05 37 57 19 48/49/51/52 - Fax : 05 37 71 17 73 Email : [email protected]
Correspondance La prĂ©sente norme nationale est identique Ă l'EN 1993-1-8:2005+AC:2009+NA:2007est reproduite avec la permission du CEN, Avenue Marnix 17, B-1000 Bruxelles.Tous droits dâexploitation des Normes EuropĂ©ennes sous quelque forme que ce soit et par tous moyens sont rĂ©servĂ©s dans le monde entier au CEN et Ă ses Membres Nationaux, et aucune reproduction ne peut ĂȘtre engagĂ©e sans permission explicite et par Ă©crit du CEN par lâIMANOR.
Projet deNorme Marocaine
Eurocode 3Calcul des structures en acier Partie 1-8 : Calcul des assemblages
PNM EN 1993-1-8 IC 10.0.087
2021
ICS : 91.010.30, 91.080.13
PROJET D
E NORME M
AROCAINE
PNM EN 1993-1-8:2021
Avant-Propos National
LâInstitut Marocain de Normalisation (IMANOR) est lâOrganisme National de Normalisation. Il a Ă©tĂ© crĂ©Ă© par la Loi N° 12-06 relative Ă la normalisation, Ă la certification et Ă lâaccrĂ©ditation sous forme dâun Etablissement Public sous tutelle du MinistĂšre chargĂ© de lâIndustrie et du Commerce.
Les normes marocaines sont élaborées et homologuées conformément aux dispositions de la Loi N° 12- 06 susmentionnée.
La prĂ©sente norme marocaine a Ă©tĂ© reprise de la norme europĂ©enne EN conformĂ©ment Ă lâaccord rĂ©gissant lâaffiliation de lâInstitut Marocain de Normalisation (IMANOR) au ComitĂ© EuropĂ©en de Normalisation (CEN).
Tout au long du texte du présent document, lire « ⊠la présente norme européenne ⊠» avec le sens de « ⊠la présente norme marocaine⊠».
Toutes les dispositions citĂ©es dans la prĂ©sente norme, relevant du dispositif rĂ©glementaire europĂ©en (textes rĂ©glementaires europĂ©ens, directives europĂ©ennes, Ă©tiquetage et marquage CE, âŠ) sont remplacĂ©s par les dispositions rĂ©glementaires ou normatives correspondantes en vigueur au niveau national, le cas Ă©chĂ©ant.
La présente norme marocaine NM EN 1993-1-8 a été examinée et adoptée par la Commission de Normalisation des bases de calcul des consructions (077).
PROJET D
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NORME EUROPĂENNEEUROPĂISCHE NORMEUROPEAN STANDARD
EN 1993-1-8Mai 2005+ ACDĂ©cembre 2005Juillet 2009
© CEN 2005 Tous droits dâexploitation sous quelque forme et de quelque maniĂšre que ce soit rĂ©servĂ©s dans le mondeentier aux membres nationaux du CEN.
Réf. n° EN 1993-1-8:2005 F
La présente Norme européenne a été adoptée par le CEN le 16 avril 2004.
Les corrigenda ont pris successivement effet le 21 dĂ©cembre 2005 et le 29 juillet 2009 pour incorporation dans lestrois versions linguistiques officielles de lâEN.
Les membres du CEN sont tenus de se soumettre au RĂšglement IntĂ©rieur du CEN/CENELEC, qui dĂ©finit lesconditions dans lesquelles doit ĂȘtre attribuĂ©, sans modification, le statut de norme nationale Ă la NormeeuropĂ©enne.
Les listes mises Ă jour et les rĂ©fĂ©rences bibliographiques relatives Ă ces normes nationales peuvent ĂȘtre obtenuesauprĂšs du Centre de Gestion ou auprĂšs des membres du CEN.
La prĂ©sente Norme europĂ©enne existe en trois versions officielles (allemand, anglais, français). Une version dansune autre langue faite par traduction sous la responsabilitĂ© d'un membre du CEN dans sa langue nationale etnotifiĂ©e au Centre de Gestion, a le mĂȘme statut que les versions officielles.
Les membres du CEN sont les organismes nationaux de normalisation des pays suivants : Allemagne, Autriche,Belgique, Chypre, Danemark, Espagne, Estonie, Finlande, France, GrÚce, Hongrie, Irlande, Islande, Italie, Lettonie,Lituanie, Luxembourg, Malte, NorvÚge, Pays-Bas, Pologne, Portugal, République TchÚque, Royaume-Uni,Slovaquie, Slovénie, SuÚde et Suisse.
CENCOMITĂ EUROPĂEN DE NORMALISATION
EuropĂ€isches Komitee fĂŒr NormungEuropean Committee for Standardization
Centre de Gestion : rue de Stassart 36, B-1050 Bruxelles
ICS : 91.010.30 Remplace ENV 1993-1-1:1992
Version française
Eurocode 3 â Calcul des structures en acier â
Partie 1-8 : Calcul des assemblages
Eurocode 3 â Bemessung und Konstruktion von Stahlbauten â
Teil 1-8: Bemessung von AnschlĂŒssen
Eurocode 3 âDesign of steel structure â
Part 1-8: Design of joints
NM EN 1993-1-8:2021
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Page 2EN 1993-1-8:2005
Avant-propos ...................................................................................................................................................... 5
1 Introduction ....................................................................................................................................... 81.1 Objet .................................................................................................................................................... 81.2 RĂ©fĂ©rences normatives ....................................................................................................................... 81.2.1 Normes de RĂ©fĂ©rence, Groupe 1 : Aciers de construction soudables ................................................ 81.2.2 Normes de RĂ©fĂ©rence, Groupe 2 : TolĂ©rances, dimensions et conditions techniques de livraison .... 81.2.3 Normes de RĂ©fĂ©rence, Groupe 3 : Profils creux pour la construction ................................................. 91.2.4 Normes de RĂ©fĂ©rence, Groupe 4 : Boulons, Ă©crous et rondelles ........................................................ 91.2.5 Normes de RĂ©fĂ©rence, Groupe 5 : Produits dâapport de soudage et soudage ................................. 101.2.6 Normes de RĂ©fĂ©rence, Groupe 6 : Rivets ......................................................................................... 101.2.7 Normes de RĂ©fĂ©rence, Groupe 7 : ExĂ©cution des structures en acier .............................................. 101.3 Distinction entre principes et rĂšgles dâapplication ............................................................................. 101.4 Termes et dĂ©finitions ......................................................................................................................... 101.5 Symboles .......................................................................................................................................... 13
2 Bases de calcul ............................................................................................................................... 182.1 HypothÚses ....................................................................................................................................... 182.2 Exigences générales ......................................................................................................................... 182.3 Sollicitations ...................................................................................................................................... 182.4 Résistance des assemblages ........................................................................................................... 192.5 HypothÚses de calcul ........................................................................................................................ 192.6 Assemblages sollicités en cisaillement soumis à des chocs, à des vibrations
et/ou à des charges alternées ........................................................................................................... 192.7 Excentricité au niveau des intersections ........................................................................................... 20
3 Attaches par boulons, rivets ou axes dâarticulation .................................................................... 203.1 Boulons, vis, Ă©crous et rondelles ...................................................................................................... 203.1.1 GĂ©nĂ©ralitĂ©s ........................................................................................................................................ 203.1.2 Boulons prĂ©contraints ....................................................................................................................... 213.2 Rivets ................................................................................................................................................ 213.3 Boulons dâancrage ............................................................................................................................ 213.4 CatĂ©gories dâattaches boulonnĂ©es .................................................................................................... 213.4.1 Attaches en cisaillement ................................................................................................................... 213.4.2 Attaches tendues .............................................................................................................................. 223.5 Positionnement des trous de boulons et de rivets ............................................................................ 233.6 RĂ©sistance individuelle de calcul des fixations ................................................................................. 243.6.1 Boulons et rivets ................................................................................................................................ 243.6.2 Boulons injectĂ©s ................................................................................................................................ 273.7 Groupe de fixations ........................................................................................................................... 283.8 Assemblages longs ........................................................................................................................... 283.9 Attaches rĂ©sistant au glissement comportant des boulons prĂ©contraints de classe 8.8 ou 10.9 ...... 293.9.1 RĂ©sistance au glissement ................................................................................................................. 293.9.2 Traction et cisaillement combinĂ©s ..................................................................................................... 303.9.3 Attaches hybrides .............................................................................................................................. 303.10 DĂ©ductions pour les trous de fixations .............................................................................................. 303.10.1 GĂ©nĂ©ralitĂ©s ........................................................................................................................................ 303.10.2 Calcul du cisaillement de bloc ........................................................................................................... 313.10.3 CorniĂšres tendues attachĂ©es par une aile et autres barres tendues attachĂ©es de façon
non symĂ©trique .................................................................................................................................. 313.10.4 Patte dâattache .................................................................................................................................. 323.11 Effet de levier .................................................................................................................................... 333.12 Distribution des efforts entre fixations Ă lâĂ©tat limite ultime ............................................................... 33
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3.13 Attaches par axes dâarticulation ......................................................................................................... 333.13.1 GĂ©nĂ©ralitĂ©s ........................................................................................................................................ 333.13.2 Calcul des axes dâarticulation ............................................................................................................ 34
4 Attaches soudĂ©es ............................................................................................................................ 364.1 GĂ©nĂ©ralitĂ©s ........................................................................................................................................ 364.2 Produits dâapport de soudage ............................................................................................................ 364.3 GĂ©omĂ©trie et dimensions ................................................................................................................... 364.3.1 Type de soudure ................................................................................................................................ 364.3.2 Soudures dâangle ............................................................................................................................... 364.3.3 Soudures en entaille .......................................................................................................................... 374.3.4 Soudures bout Ă bout ........................................................................................................................ 374.3.5 Soudures en bouchon ........................................................................................................................ 384.3.6 Soudures sur bords tombĂ©s ............................................................................................................... 394.4 Soudures avec fourrures ................................................................................................................... 394.5 RĂ©sistance de calcul dâune soudure dâangle ..................................................................................... 394.5.1 Longueur des soudures ..................................................................................................................... 394.5.2 Gorge utile ......................................................................................................................................... 394.5.3 RĂ©sistance des soudures dâangles .................................................................................................... 404.6 RĂ©sistance de calcul des soudures en entaille .................................................................................. 424.7 RĂ©sistance de calcul des soudures bout Ă bout ................................................................................ 424.7.1 Soudures bout Ă bout Ă pleine pĂ©nĂ©tration ........................................................................................ 424.7.2 Soudures bout Ă bout Ă pĂ©nĂ©tration partielle ..................................................................................... 424.7.3 Assemblages bout Ă bout en T .......................................................................................................... 424.8 RĂ©sistance de calcul des soudures en bouchon ............................................................................... 434.9 Distribution des forces ....................................................................................................................... 434.10 Attaches sur des semelles non raidies .............................................................................................. 434.11 Assemblages longs ............................................................................................................................ 444.12 Cordons d'angle uniques ou soudures bout Ă bout dâun seul cĂŽtĂ© Ă pĂ©nĂ©tration partielle
soumis à une charge excentrée ......................................................................................................... 454.13 CorniÚres attachées par une seule aile ............................................................................................. 454.14 Soudage dans les zones formées à froid .......................................................................................... 46
5 Analyse, classification et modélisation ......................................................................................... 465.1 Analyse globale ................................................................................................................................. 465.1.1 Généralités ........................................................................................................................................ 465.1.2 Analyse globale élastique .................................................................................................................. 475.1.3 Analyse globale rigide-plastique ........................................................................................................ 485.1.4 Analyse globale élasto-plastique ....................................................................................................... 485.1.5 Analyse globale des poutres à treillis ................................................................................................ 485.2 Classification des assemblages ......................................................................................................... 505.2.1 Généralités ........................................................................................................................................ 505.2.2 Classification par rigidité .................................................................................................................... 505.2.3 Classification par résistance .............................................................................................................. 525.3 Modélisation des assemblages poutre-poteau .................................................................................. 53
6 Assemblages structuraux de sections en H ou I .......................................................................... 556.1 GĂ©nĂ©ralitĂ©s ........................................................................................................................................ 556.1.1 Bases ................................................................................................................................................. 556.1.2 PropriĂ©tĂ©s structurales ....................................................................................................................... 556.1.3 Composants de base dâun assemblage ............................................................................................. 576.2 RĂ©sistance de calcul .......................................................................................................................... 606.2.1 Sollicitations ....................................................................................................................................... 606.2.2 Efforts tranchants ............................................................................................................................... 60
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6.2.3 Moments flĂ©chissants ........................................................................................................................ 616.2.4 Tronçon en T Ă©quivalent tendu ......................................................................................................... 626.2.5 Tronçon en T Ă©quivalent comprimĂ© ................................................................................................... 656.2.6 RĂ©sistance des composants de base ............................................................................................... 666.2.7 Moment rĂ©sistant de calcul des assemblages poutre-poteau et de continuitĂ© .................................. 796.2.8 RĂ©sistance des pieds de poteaux par plaque dâassise ..................................................................... 846.3 RigiditĂ© en rotation ............................................................................................................................ 866.3.1 ModĂšle de base ................................................................................................................................. 866.3.2 Coefficients de rigiditĂ© pour les composants dâassemblages de base .............................................. 896.3.3 Assemblages par platines dâabout comportant plus d'une rangĂ©e de boulons tendus ..................... 916.3.4 Pieds de poteaux .............................................................................................................................. 926.4 CapacitĂ© de rotation .......................................................................................................................... 936.4.1 GĂ©nĂ©ralitĂ©s ........................................................................................................................................ 936.4.2 Assemblages boulonnĂ©s ................................................................................................................... 936.4.3 Assemblages soudĂ©s ........................................................................................................................ 93
7 Assemblages de profils creux ....................................................................................................... 947.1 GĂ©nĂ©ralitĂ©s ........................................................................................................................................ 947.1.1 Objet .................................................................................................................................................. 947.1.2 Domaine dâapplication ....................................................................................................................... 947.2 Calcul ................................................................................................................................................ 967.2.1 GĂ©nĂ©ralitĂ©s ........................................................................................................................................ 967.2.2 Modes de ruine pour les assemblages de profils creux .................................................................... 967.3 Soudures ......................................................................................................................................... 1007.3.1 RĂ©sistance de calcul ....................................................................................................................... 1007.4 NĆuds soudĂ©s dâĂ©lĂ©ments en CHS ................................................................................................ 1017.4.1 GĂ©nĂ©ralitĂ©s ...................................................................................................................................... 1017.4.2 NĆuds plans ................................................................................................................................... 1017.4.3 NĆuds multiplanaires ..................................................................................................................... 1087.5 NĆuds soudĂ©s avec barres de treillis en CHS ou RHS et membrures en RHS ............................. 1097.5.1 GĂ©nĂ©ralitĂ©s ...................................................................................................................................... 1097.5.2 NĆuds plans ................................................................................................................................... 1107.5.3 NĆuds multiplanaires ..................................................................................................................... 1217.6 NĆuds soudĂ©s avec barres de treillis en CHS ou RHS ET membrures en profils en I ou H .......... 1227.7 NĆuds soudĂ©s avec barres de treillis en CHS ou RHS et membrures en profils en U .................. 125
Sommaire (fin)Page
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Avant-propos
Le présent document (EN 1993-1-8:2005) a été élaboré par le Comité Technique CEN/TC 250 «Eurocodesstructuraux», dont le secrétariat est tenu par BSI.
Cette Norme europĂ©enne devra recevoir le statut de norme nationale, soit par publication d'un texte identique, soitpar entĂ©rinement, au plus tard en novembre 2005, et toutes les normes nationales en contradiction devront ĂȘtreretirĂ©es au plus tard en mars 2010.
L'attention est appelĂ©e sur le fait que certains des Ă©lĂ©ments du prĂ©sent document peuvent faire l'objet de droitsde propriĂ©tĂ© intellectuelle ou de droits analogues. Le CEN et/ou le CENELEC ne saurait [sauraient] ĂȘtre tenu[s]pour responsable[s] de ne pas avoir identifiĂ© de tels droits de propriĂ©tĂ© et averti de leur existence.
Le prĂ©sent document remplace lâENV 1993-1-1:1992.
Selon le RÚglement Intérieur du CEN/CENELEC, les instituts de normalisation nationaux des pays suivants sonttenus de mettre cette Norme européenne en application : Allemagne, Autriche, Belgique, Chypre, Danemark,Espagne, Estonie, Finlande, France, GrÚce, Hongrie, Irlande, Islande, Italie, Lettonie, Lituanie, Luxembourg,Malte, NorvÚge, Pays-Bas, Pologne, Portugal, République TchÚque, Royaume-Uni, Slovaquie, Slovénie, SuÚdeet Suisse.
Ce texte remplace partiellement lâENV 1993-1-1.
Historique du programme des Eurocodes
En 1975, la Commission des CommunautĂ©s EuropĂ©ennes arrĂȘta un programme d'actions dans le domaine de laconstruction, sur la base de l'Article 95 du TraitĂ©. L'objectif de ce programme Ă©tait la levĂ©e des obstacles auxĂ©changes commerciaux et l'harmonisation des spĂ©cifications techniques.
Dans le cadre de ce programme d'action, la Commission prit l'initiative d'Ă©tablir un ensemble de rĂšgles techniquesharmonisĂ©es pour le calcul des ouvrages de construction. Ces rĂšgles, dans un premier stade, serviraient d'alter-native aux rĂšgles nationales en vigueur dans les Ătats Membres et, Ă terme, les remplaceraient.
Pendant quinze ans, la Commission, avec l'aide d'un ComitĂ© Directeur comportant des ReprĂ©sentants des ĂtatsMembres, pilota le dĂ©veloppement du programme des Eurocodes, ce qui conduisit au cours des annĂ©es 80 Ă lapremiĂšre gĂ©nĂ©ration de codes europĂ©ens.
En 1989, la Commission et les Ătats Membres de l'Union EuropĂ©enne (UE) et de l'Association EuropĂ©enne deLibre Ăchange (AELE) dĂ©cidĂšrent, sur la base d'un accord 1) entre la Commission et le CEN, de transfĂ©rer au CENpar une sĂ©rie de Mandats l'Ă©laboration et la publication des Eurocodes, afin de leur confĂ©rer par la suite un statutde Normes EuropĂ©ennes (EN). Ceci Ă©tablit de facto un lien entre les Eurocodes et les dispositions de toutes lesDirectives du Conseil et/ou DĂ©cisions de la Commission concernant les normes europĂ©ennes (par exemple laDirective du Conseil 89/106/CEE sur les Produits de Construction â DPC â et les Directives du Conseil 93/37/CEE,92/50/CEE et 89/440/CEE sur les marchĂ©s publics de travaux et services ainsi que les Directives Ă©quivalentes del'AELE destinĂ©es Ă la mise en place du marchĂ© intĂ©rieur).
Le programme des Eurocodes Structuraux comprend les normes suivantes, chacune étant en général constituéed'un certain nombre de parties :
EN 1990, Eurocode 0 : Bases de calcul des structures
EN 1991, Eurocode 1 : Actions sur les structures
EN 1992, Eurocode 2 : Calcul des structures en béton
EN 1993, Eurocode 3 : Calcul des structures en acier
EN 1994, Eurocode 4 : Calcul des structures mixtes acier-béton
EN 1995, Eurocode 5 : Calcul des structures en bois
1) Accord entre la Commission des Communautés Européennes et le Comité Européen de Normalisation (CEN)concernant le travail sur les EUROCODES pour le calcul des ouvrages de bùtiments et de génie civil(BC/CEN/03/89).
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EN 1996, Eurocode 6 : Calcul des structures en maçonnerie
EN 1997, Eurocode 7 : Calcul géotechnique
EN 1998, Eurocode 8 : Calcul des structures pour leur résistance aux séismes
EN 1999, Eurocode 9 : Calcul des structures en aluminium
Les normes Eurocodes reconnaissent la responsabilitĂ© des autoritĂ©s rĂ©glementaires dans chaque Ătat Membreet ont sauvegardĂ© le droit de celles-ci de dĂ©terminer, au niveau national, des valeurs relatives aux questionsrĂ©glementaires de sĂ©curitĂ©, lĂ oĂč ces valeurs continuent Ă diffĂ©rer d'un Ătat Ă un autre.
Statut et domaine d'application des Eurocodes
Les Ătats Membres de l'UE et de l'AELE reconnaissent que les Eurocodes servent de documents de rĂ©fĂ©rencepour les usages suivants :
â comme moyen de prouver la conformitĂ© des bĂątiments et des ouvrages de gĂ©nie civil aux exigences essentiel-les de la Directive 89/106/CEE du Conseil, en particulier Ă l'Exigence Essentielle N° 1 â StabilitĂ© et RĂ©sistanceMĂ©canique â et Ă l'Exigence Essentielle N° 2 â SĂ©curitĂ© en cas d'incendie ;
â comme base de spĂ©cification des contrats pour les travaux de construction et les services techniques associĂ©s ;
â comme cadre d'Ă©tablissement de spĂ©cifications techniques harmonisĂ©es pour les produits de construction(EN et ATE).
Les Eurocodes, dans la mesure oĂč les ouvrages eux-mĂȘmes sont concernĂ©s par eux, ont un lien direct avec lesDocuments InterprĂ©tatifs 2) auxquels il est fait rĂ©fĂ©rence dans l'Article 12 de la DPC, bien qu'ils soient de naturediffĂ©rente de celle des normes de produits harmonisĂ©es 3). En consĂ©quence, les aspects techniques des travauxeffectuĂ©s pour les Eurocodes nĂ©cessitent d'ĂȘtre pris en considĂ©ration par les ComitĂ©s Techniques du CEN et/oules Groupes de Travail de l'EOTA travaillant sur les normes de produits en vue d'obtenir une complĂšte compatibi-litĂ© de ces spĂ©cifications techniques avec les Eurocodes.
Les normes Eurocodes fournissent des rÚgles de conception structurale communes d'usage quotidien pour le cal-cul des structures entiÚres et de produits composants, de nature tant traditionnelle ou innovatrice. Les formes deconstruction ou les conceptions inhabituelles ne sont pas spécifiquement couvertes, et il appartiendra en ces casau concepteur de se procurer des bases spécialisées supplémentaires.
Normes Nationales transposant les Eurocodes
Les Normes Nationales transposant les Eurocodes comprendront la totalitĂ© du texte des Eurocodes (toutesannexes incluses), tel que publiĂ© par le CEN ; ce texte peut ĂȘtre prĂ©cĂ©dĂ© d'une page nationale de titres et d'unAvant-Propos National, et peut ĂȘtre suivi d'une Annexe Nationale.
L'Annexe Nationale ne peut seulement contenir que des informations sur les paramÚtres laissés en attente dansl'Eurocode pour choix national, sous la désignation de ParamÚtres Déterminés au niveau National, à utiliser pourles projets de bùtiments et ouvrages de génie civil à construits dans le pays concerné ; il s'agit :
â de valeurs de coefficients partiels et/ou classes lorsque des alternatives sont donnĂ©es dans l'Eurocode ;
â de valeurs Ă utiliser lorsque seul un symbole est donnĂ© dans l'Eurocode ;
2) Conformément à l'Article 3.3 de la DPC, les exigences essentielles (EE) doivent recevoir une forme concrÚtedans les documents interprétatifs (DI) pour assurer les liens nécessaires entre les exigences essentielles etles mandats pour les Normes européennes (EN) harmonisées, les ATE et les guides pour ces ATE.
3) Conformément à l'Article 12 de la DPC les documents interprétatifs doivent :
a) donner une forme concrÚte aux exigences essentielles (EE) en harmonisant la terminologie et les basestechniques, et en indiquant des classes ou niveaux pour chaque exigence si nécessaire ;
b) indiquer des méthodes de corrélation de ces classes ou niveaux d'exigence avec les spécificationstechniques, par exemple des méthodes de calcul et d'essais, des rÚgles techniques pour le calcul de pro-jets, etc. ;
c) servir de référence pour l'établissement de normes et directives harmonisées pour des agréments techni-ques européens (ATE).
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â de donnĂ©es gĂ©ographiques et climatiques spĂ©cifiques Ă l'Ătat Membre, par ex. carte d'enneigement ;
â de la procĂ©dure Ă utiliser lorsque des procĂ©dures alternatives sont donnĂ©es dans l'Eurocode ;
â de rĂ©fĂ©rences Ă des informations complĂ©mentaires non contradictoires destinĂ©es Ă assister l'utilisateur pourl'application de l'Eurocode ;
Il peut aussi contenir :
â des dĂ©cisions sur l'usage des annexes informatives ;
â des rĂ©fĂ©rences Ă des informations complĂ©mentaires non contradictoires pour aider l'utilisateur Ă appliquerl'Eurocode.
Liens entre les Eurocodes et les spécifications techniques harmonisées (EN et ATE) pour les produits
La cohérence est nécessaire entre les spécifications techniques harmonisées pour les produits de construction etles rÚgles techniques pour les ouvrages 4). En outre, toute information accompagnant le Marquage CE des pro-duits de construction, se référant aux Eurocodes, doit clairement faire apparaßtre quels ParamÚtres Déterminésau niveau National ont été pris en compte.
Annexe Nationale pour lâEN 1993-1-8
La prĂ©sente norme donne des procĂ©dures, valeurs et recommandations alternatives pour des classes avec desnotes indiquant les cas oĂč des choix nationaux peuvent ĂȘtre opĂ©rĂ©s. Par consĂ©quent, il convient que la NormeNationale transposant lâEN 1993-1-8 comporte une Annexe Nationale comprenant tous les ParamĂštresDĂ©terminĂ©s au niveau National Ă utiliser pour le calcul des structures en acier devant ĂȘtre construites dans le paysconcernĂ©.
Le choix national est autorisĂ© dans les articles suivants de lâEN 1993-1-8 :
â 1.2 (Groupe 6 : Rivets)
â 2.2(2)
â 3.1.1(3)
â 3.4.2(1)
â 5.2.1(2)
â 6.2.7.2(9)
4) Voir l'Article 3.3 et l'Article 12 de la DPC, ainsi que les Articles 4.2, 4.3.1, 4.3.2 et 5.2 du DI 1.
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1 Introduction
1.1 Objet
(1) Cette partie de lâEN 1993 donne des rĂšgles pour la conception et le calcul des assemblages soumis Ă unchargement statique prĂ©dominant et composĂ©s de dâacier de nuances S235, S275, S355, S420, S450 et S460.
1.2 Références normatives
Les documents de référence suivants sont indispensables pour l'application du présent document. Pour les réfé-rences datées, seule l'édition citée s'applique. Pour les références non datées, la derniÚre édition du documentde référence s'applique (y compris les éventuels amendements).
1.2.1 Normes de Référence, Groupe 1 : Aciers de construction soudables
EN 10025-1, Produits laminĂ©s Ă chaud en acier de construction â Partie 1 : Conditions techniques gĂ©nĂ©rales delivraison.
EN 10025-2, Produits laminĂ©s Ă chaud en acier de construction â Partie 2 : Conditions techniques de livraisondes aciers de construction non alliĂ©s.
EN 10025-3, Produits laminĂ©s Ă chaud en acier de construction â Partie 3 : Conditions techniques de livraisondes aciers de construction soudables Ă grains fins Ă lâĂ©tat normalisĂ©/laminage normalisant.
EN 10025-4, Produits laminĂ©s Ă chaud en acier de construction â Partie 4 : Conditions techniques de livraisondes aciers de construction soudables Ă grains fins obtenus par laminage thermomĂ©canique.
EN 10025-5, Produits laminĂ©s Ă chaud en acier de construction â Partie 5 : Conditions techniques de livraisondes aciers de construction Ă rĂ©sistance amĂ©liorĂ©e Ă la corrosion atmosphĂ©rique.
EN 10025-6, Produits laminĂ©s Ă chaud en acier de construction â Partie 6 : Conditions techniques de livraisondes tĂŽles et larges plats en aciers de construction Ă haute limite dâĂ©lasticitĂ© Ă lâĂ©tat trempĂ© et revenu.
1.2.2 Normes de Référence, Groupe 2 : Tolérances, dimensions et conditions techniques de livraison
EN 10029, TĂŽles en acier laminĂ©es Ă chaud d'Ă©paisseur Ă©gale ou supĂ©rieure Ă 3 mm â TolĂ©rances sur les dimen-sions, la forme et la masse.
EN 10034, ProfilĂ©s I et H en acier de construction â TolĂ©rances de forme et dimensions.
EN 10051, TĂŽles, larges bandes et larges bandes refendues non revĂȘtues, laminĂ©es Ă chaud en continu, en aciersalliĂ©s et non alliĂ©s â TolĂ©rances sur les dimensions et la forme.
EN 10055, Fers T en acier Ă ailes Ă©gales et Ă coins arrondis laminĂ©s Ă chaud â Dimensions et tolĂ©rances sur laforme et les dimensions.
EN 10056-1, CorniĂšres Ă ailes Ă©gales et inĂ©gales en acier de construction â Partie 1 : Dimensions.
EN 10056-2, CorniĂšres Ă ailes Ă©gales et inĂ©gales en acier de construction â Partie 2 : TolĂ©rances de formes etde dimensions.
EN 10164, Aciers de construction Ă caractĂ©ristiques de dĂ©formation amĂ©liorĂ©es dans le sens perpendiculaire Ă lasurface du produit â Conditions techniques de livraisons.
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1.2.3 Normes de Référence, Groupe 3 : Profils creux pour la construction
EN 10219-1, Profils creux pour la construction formĂ©s Ă froid en aciers de construction non alliĂ©s et Ă grains fins âPartie 1 : Conditions techniques de livraison.
EN 10219-2, Profils creux pour la construction formĂ©s Ă froid en aciers de construction non alliĂ©s et Ă grains fins âPartie 2 : TolĂ©rances, dimensions et caractĂ©ristiques du profil.
EN 10210-1, Profils creux pour la construction finis Ă chaud en aciers de construction non alliĂ©s et Ă grains fins âPartie 1 : Conditions techniques de livraison.
EN 10210-2, Profils creux pour la construction formĂ©s Ă chaud en aciers de construction non alliĂ©s et Ă grainsfins â Partie 2 : TolĂ©rances, dimensions et caractĂ©ristiques du profil.
1.2.4 Normes de Référence, Groupe 4 : Boulons, écrous et rondelles
EN 14399-1, Boulonnerie de construction Ă haute rĂ©sistance apte Ă la prĂ©contrainte â Partie 1 : ExigencesgĂ©nĂ©rales.
EN 14399-2, Boulonnerie de construction Ă haute rĂ©sistance apte Ă la prĂ©contrainte â Partie 2 : Essai dâaptitudeĂ lâemploi pour la mise en prĂ©contrainte.
EN 14399-3, Boulonnerie de construction Ă haute rĂ©sistance apte Ă la prĂ©contrainte â Partie 3 : SystĂšme HR âBoulons Ă tĂȘte hexagonale
EN 14399-4, Boulonnerie de construction Ă haute rĂ©sistance apte Ă la prĂ©contrainte â Partie 4 : SystĂšme HV âBoulons Ă tĂȘte hexagonale
EN 14399-5, Boulonnerie de construction Ă haute rĂ©sistance apte Ă la prĂ©contrainte â Partie 5 : Rondelles plates.
EN 14399-6, Boulonnerie de construction Ă haute rĂ©sistance apte Ă la prĂ©contrainte â Partie 6 : Rondelles plateschanfreinĂ©es.
EN ISO 898-1, CaractĂ©ristiques mĂ©caniques des Ă©lĂ©ments de fixation en acier au carbone et en acier alliĂ© âPartie 1 : Vis et goujons.
EN 20898-2, CaractĂ©ristiques mĂ©caniques des Ă©lĂ©ments de fixation â Partie 2 : Ăcrous avec charges dâĂ©preuvesspĂ©cifiĂ©es â Filetage Ă pas gros.
EN ISO 2320, Ăcrous hexagonaux autofreinĂ©s en acier â CaractĂ©ristiques mĂ©caniques et performances.
EN ISO 4014, Vis Ă tĂȘte hexagonale partiellement filetĂ©es â Grades A et B.
EN ISO 4016, Vis Ă tĂȘte hexagonale partiellement filetĂ©es â Grade C.
EN ISO 4017, Vis Ă tĂȘte hexagonale entiĂšrement filetĂ©es â Grades A et B.
EN ISO 4018, Vis Ă tĂȘte hexagonale entiĂšrement filetĂ©es â Grade C.
EN ISO 4032, Ăcrous hexagonaux, style 1 â Grades A et B.
EN ISO 4033, Ăcrous hexagonaux, style 2 â Grades A et B.
EN ISO 4034, Ăcrous hexagonaux â Grade C.
EN ISO 7040, Ăcrous hexagonaux autofreinĂ©s (Ă anneau non mĂ©tallique), style 1 â Classes de qualitĂ© 5, 8 et 10.
EN ISO 7042, Ăcrous hexagonaux autofreinĂ©s tout mĂ©tal, style 2 â Classes de qualitĂ© 5, 8, 10 et 12.
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EN ISO 7719, Ăcrous hexagonaux autofreinĂ©s tout mĂ©tal, style 1 â Classes de qualitĂ© 5, 8 et 10.
ISO 286-2, SystĂšme ISO de tolĂ©rance et ajustement â Partie 2 : Tables des degrĂ©s de tolĂ©rances normalisĂ©s etdes Ă©carts limites des alĂ©sages et des arbres.
ISO 1891, Vis, Ă©crous et accessoires â Terminologie et nomenclature â Ădition trilingue.
EN ISO 7089, Rondelles plates â SĂ©rie normale â Grade A.
EN ISO 7090, Rondelles plates, chanfreinĂ©es â SĂ©rie normale â Grade A.
EN ISO 7091, Rondelles plates â SĂ©rie normale â Grade C.
EN ISO 10511, Ăcrous hexagonaux bas autofreinĂ©s (Ă anneau non mĂ©tallique).
EN ISO 10512, Ăcrous hexagonaux autofreinĂ©s (Ă anneau non mĂ©tallique), style 1, Ă filetage mĂ©trique Ă pas finâ Classes de qualitĂ© 6, 8 et 10.
EN ISO 10513, Ăcrous hexagonaux autofreinĂ©s tout mĂ©tal, style 2, Ă filetage mĂ©trique Ă pas fin â Classes dequalitĂ© 8, 10 et 12.
1.2.5 Normes de RĂ©fĂ©rence, Groupe 5 : Produits dâapport de soudage et soudage
EN 12345, Soudage â Liste multilingue des termes relatifs aux assemblages et aux joints soudĂ©s avecillustrations.
EN ISO 14555, Soudage â Soudage Ă lâarc des goujons sur les matĂ©riaux mĂ©talliques.
EN ISO 13918, Soudage â Goujons et bagues en cĂ©ramique pour le soudage Ă l'arc des goujons.
EN 288-3, SpĂ©cification et homologation des modes opĂ©ratoires de soudage pour les matĂ©riaux mĂ©talliques âPartie 3 : Essais de modes opĂ©ratoires de soudage pour le soudage Ă lâarc des aciers.
EN ISO 5817, Soudage â Assemblages en acier, nickel, titane et leurs alliages soudĂ©s par fusion (soudage parfaisceau exclu) â Niveaux de qualitĂ© par rapport aux dĂ©fauts.
1.2.6 Normes de Référence, Groupe 6 : Rivets
NOTE Des informations peuvent ĂȘtre donnĂ©es dans lâAnnexe Nationale.
1.2.7 Normes de Référence, Groupe 7 : Exécution des structures en acier
EN 1090-2, ExĂ©cution des structures en acier et en aluminium â Partie 2 : Exigences pour lâexĂ©cution des struc-tures en acier.
1.3 Distinction entre principes et rĂšgles dâapplication
(1) Les rĂšgles donnĂ©es en 1.4 de lâEN 1990 sâappliquent.
1.4 Termes et définitions
(1) Les termes et dĂ©finitions suivants sâappliquent :
1.4.1composant de base (dâun assemblage)partie dâun assemblage qui apporte une contribution identifiĂ©e Ă une ou plusieurs de ses propriĂ©tĂ©s structurales
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1.4.2attacheemplacement oĂč deux ou plusieurs Ă©lĂ©ments se rencontrent. Pour les besoins du calcul, assemblage des compo-sants de base nĂ©cessaires pour reprĂ©senter le comportement lors du transfert des sollicitations par l'assemblage
1.4.3élément attachétout élément qui est assemblé à un élément porteur ou autre support
1.4.4assemblagezone d'interconnection de deux barres ou plus. Pour les besoins du calcul, ensemble des composants de basequi permettent dâattacher des Ă©lĂ©ments de telle sorte que les sollicitations appropriĂ©es puissent ĂȘtre transmisesentre eux. Un assemblage poutre-poteau est composĂ© dâun panneau dâĂąme et soit dâune seule attache (configu-ration dâassemblage unilatĂ©rale) soit de deux attaches (configuration dâassemblage bilatĂ©rale), voir Figure 1.1
1.4.5configuration de lâassemblagetype ou disposition d'un ou plusieurs assemblages dans une zone Ă l'intĂ©rieur de laquelle les axes de deux ouplusieurs Ă©lĂ©ments attachĂ©s se coupent, voir Figure 1.2
1.4.6capacitĂ© de rotationangle de rotation quâun assemblage peut subir sans ruine pour un niveau donnĂ© de rĂ©sistance
1.4.7rigidité en rotationmoment nécessaire pour produire une rotation unitaire dans un assemblage
1.4.8propriĂ©tĂ©s structurales (dâun assemblage)rĂ©sistance aux sollicitations s'exerçant dans les Ă©lĂ©ments assemblĂ©s, rigiditĂ© en rotation et capacitĂ© de rotation
1.4.9assemblage plandans une structure en treillis, un assemblage plan assemble des Ă©lĂ©ments qui sont situĂ©s dans un seul et mĂȘmeplan
LĂ©gende
1 Panneau dâĂąme en cisaillement
2 Attache
3 Composants (ex. boulons, platine dâabout)
Figure 1.1 â Parties dâune configuration dâassemblage poutre-poteau
Assemblage = panneau dâĂąme en cisaillement + attache
a) Configuration unilatĂ©rale dâassemblage
Assemblage gauche = panneau dâĂąme en cisaillement + attache gauche
Assemblage droit = panneau dâĂąme en cisaillement + attache droite
b) Configuration bilatĂ©rale dâassemblage
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a) Configurations dâassemblage selon lâaxe dâinertie maximale
LĂ©gende
1 Configuration unilatĂ©rale dâassemblage poutre-poteau
2 Configuration bilatĂ©rale dâassemblage poutre-poteau
3 Assemblage de continuité de poutre
4 Assemblage de continuité de poteau
5 Pied de poteau
Figure 1.2 â Configurations dâassemblage
Configuration bilatĂ©rale dâassemblagepoutre-poteau
Configuration bilatĂ©rale dâassemblagepoutre-poutre
b) Configurations dâassemblage selon lâaxe dâinertie minimale(Ă nâutiliser que pour des moments Ă©quilibrĂ©s Mb1,Ed = Mb2,Ed)
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1.5 Symboles
(1) Les symboles suivants sont utilisés dans la présente norme :
d diamĂštre nominal du boulon, diamĂštre de lâaxe dâarticulation ou diamĂštre de la fixation ;
d0 diamĂštre du trou pour un boulon, un rivet ou un axe dâarticulation ;
do,t taille du trou pour la zone tendue, en gĂ©nĂ©ral le diamĂštre du trou, mais, pour les trous oblongs perpendicu-laires Ă la zone tendue, il convient dâutiliser la longueur de ces trous ;
do,v taille du trou pour la zone cisaillĂ©e, en gĂ©nĂ©ral le diamĂštre du trou, mais, pour les trous oblongs parallĂšlesĂ la zone cisaillĂ©e, il convient dâutiliser la longueur de ces trous ;
dc hauteur libre de lâĂąme du poteau ;
dm moyenne entre surangle et surplat de la tĂȘte de boulon ou de lâĂ©crou, en prenant la plus petite ;
fH,Rd valeur de calcul de la pression de Hertz ;
fur résistance ultime spécifiée du rivet à la traction ;
e1 pince longitudinale entre le centre dâun trou de fixation et le bord adjacent dâune piĂšce quelconque, mesurĂ©edans la direction de lâeffort transmis, voir Figure 3.1 ;
e2 pince transversale entre le centre dâun trou de fixation et le bord adjacent dâune piĂšce quelconque, perpen-diculairement Ă la direction de lâeffort transmis, voir Figure 3.1 ;
e3 distance entre lâaxe dâun trou oblong et lâextrĂ©mitĂ© ou bord adjacent dâune piĂšce quelconque, voir Figure 3.1 ;
e4 distance entre le centre de lâarrondi dâextrĂ©mitĂ© dâun trou oblong et lâextrĂ©mitĂ© ou bord adjacent dâune piĂšcequelconque, voir Figure 3.1 ;
leff longueur efficace dâune soudure dâangle ;
n nombre de surfaces de frottement ou nombre de trous de fixation dans le plan de cisaillement ;
p1 entraxe des fixations dans une rangée dans la direction de la transmission des efforts, voir Figure 3.1 ;
p1,0 entraxe des fixations dans une rangée extérieure dans la direction de la transmission des efforts,voir Figure 3.1 ;
p1,i entraxe des fixations dans une rangée intérieure dans la direction de la transmission des efforts,voir Figure 3.1 ;
p2 pince, mesurée perpendiculairement à la direction de la transmission des efforts, entre des rangées defixations adjacentes, voir Figure 3.1 ;
r numéro de rangée de boulons ;
NOTE Dans une attache boulonnée comportant plusieurs rangées de boulons tendus, les rangées de boulons sontnumérotées en partant de la rangée de boulons la plus éloignée du centre de compression.
ss longueur dâappui rigide ;
ta Ă©paisseur de la corniĂšre-tasseau ;
tfc Ă©paisseur de la semelle de poteau ;
tp Ă©paisseur de la plaque situĂ©e sous la tĂȘte ou lâĂ©crou ;
tw Ă©paisseur de lâĂąme ou de la corniĂšre ;
twc Ă©paisseur de lâĂąme de poteau ;
A aire de la section de tige lisse du boulon ;
A0 aire du trou de rivet ;
Avc aire de cisaillement du poteau, voir lâEN 1993-1-1 ;
As aire résistante du boulon ou de la tige d'ancrage ;
Av,eff aire de cisaillement efficace ;
Bp,Rd rĂ©sistance de calcul au cisaillement par poinçonnement de la tĂȘte de boulon et de lâĂ©crou ;
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E module dâĂ©lasticitĂ© ;
Fp,Cd effort de précontrainte de calcul ;
Ft,Ed effort de traction de calcul par boulon Ă lâĂ©tat limite ultime ;
Ft,Rd résistance de calcul à la traction par boulon ;
FT,Rd rĂ©sistance Ă la traction dâune semelle de tronçon en T Ă©quivalent ;
Fv,Rd résistance de calcul au cisaillement par boulon ;
Fb,Rd résistance de calcul en pression diamétrale par boulon ;
Fs,Rd,ser rĂ©sistance de calcul au glissement par boulon Ă lâĂ©tat limite de service ;
Fs,Rd rĂ©sistance de calcul au glissement par boulon Ă lâĂ©tat limite ultime ;
Fv,Ed,ser effort de cisaillement de calcul par boulon Ă lâĂ©tat limite de service ;
Fv,Ed effort de cisaillement de calcul par boulon Ă lâĂ©tat limite ultime ;
Mj,Rd moment rĂ©sistant de calcul dâun assemblage ;
Sj rigiditĂ© en rotation dâun assemblage ;
Sj,ini rigiditĂ© en rotation initiale dâun assemblage ;
Vwp,Rd rĂ©sistance plastique en cisaillement dâun panneau dâĂąme de poteau ;
z bras de levier ;
l coefficient de frottement ;
â rotation dâun assemblage.
(2) Les abréviations courantes suivantes pour les profils creux sont utilisées en 7 :
CHS pour «profil creux circulaire» ;
RHS pour «profil creux rectangulaire», ce qui, ici, inclut les profils creux carrés.
Figure 1.3 â Assemblages Ă espacement et Ă recouvrement
(3) Les symboles suivants sont utilisés dans la section 7 :
Ai aire de section transversale de la barre i (i = 0, 1, 2 ou 3) ;
Av aire de cisaillement de la membrure ;
Av,eff aire de cisaillement efficace de la membrure ;
L longueur dâĂ©pure dâune barre ;
Mip,i,Rd valeur de calcul de la rĂ©sistance de lâassemblage, vis-Ă -vis du moment flĂ©chissant dans le plan exercĂ©dans la barre i (i = 0, 1, 2 ou 3) ;
Mip,i,Ed valeur de calcul du moment fléchissant dans le plan exercé dans la barre i (i = 0, 1, 2 ou 3) ;
Espacement g
(a) DĂ©finition de lâespacement
Taux de recouvrement kov = (q/p) Ă 100 %
(b) DĂ©finition du recouvrement
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Mop,i,Rd valeur de calcul de la rĂ©sistance de lâassemblage, vis-Ă -vis du moment flĂ©chissant hors du plan exercĂ©dans la barre i (i = 0, 1, 2 ou 3) ;
Mop,i,Ed valeur de calcul du moment fléchissant hors du plan exercé dans la barre i (i = 0, 1, 2 ou 3) ;
Ni,Rd valeur de calcul de la rĂ©sistance de lâassemblage, vis-Ă -vis de lâeffort normal exercĂ© dans la barre i (i = 0,1, 2 ou 3) ;
Ni,Ed valeur de calcul de lâeffort normal exercĂ© dans la barre i (i = 0, 1, 2 ou 3) ;
Wel,i module de résistance élastique en flexion de la barre i (i = 0, 1, 2 ou 3) ;
Wpl,i module de résistance plastique en flexion de la barre i (i = 0, 1, 2 ou 3) ;
bi largeur hors tout de la barre en RHS i (i = 0, 1, 2 ou 3) perpendiculairement au plan ;
beff largeur efficace de lâattache dâune barre de treillis sur une membrure ;
be,ov largeur efficace de lâattache avec recouvrement dâune barre de treillis sur une autre ;
be,p largeur efficace vis-à -vis du poinçonnement ;
bp largeur dâune plaque ;
bw largeur efficace de lâĂąme de la membrure ;
di diamÚtre extérieur de la barre en CHS i (i = 0, 1, 2 ou 3) ;
dw hauteur de lâĂąme dâune barre de membrure en profil en I ou en H ;
e excentricitĂ© dâun assemblage ;
fb résistance au flambement de la paroi latérale de membrure ;
fyi limite dâĂ©lasticitĂ© de la barre i (i = 0, 1, 2 ou 3) ;
fy0 limite dâĂ©lasticitĂ© dâune barre de membrure ;
g espacement entre les barres de treillis dans un assemblage en K ou N (des valeurs nĂ©gatives de g reprĂ©-sentent un recouvrement q) ; lâespacement g est mesurĂ© entre les pieds des barres de treillis adjacenteslongitudinalement et dans le plan de la face de la membrure sur laquelle ces barres sâattachent, voirFigure 1.3 (a) ;
hi hauteur hors tout dans le plan de la section transversale de la barre i (i = 0, 1, 2 ou 3) ;
hz la distance entre les centres de gravité des tronçons de largeur efficace d'une poutre de sectionrectangulaire attachée à un poteau de section en I ou H ;
k facteur dĂ©fini dans le tableau appropriĂ©, avec lâindice g, m, n ou p ;
l longueur de flambement dâune barre ;
p longueur de la zone projetĂ©e de contact de la barre de treillis recouvrante sur la face de la membrure, enlâabsence de la barre de treillis recouverte, voir Figure 1.3 (b) ;
q longueur de recouvrement, mesurée au niveau de la face de la membrure, entre les barres de treillis dansun assemblage en K ou N, voir Figure 1.3 (b) ;
r rayon du congĂ© dâune section en I ou H, ou rayon dâarrondi dâune section creuse rectangulaire ;
tf Ă©paisseur de semelle dâune section en I ou H ;
ti Ă©paisseur de paroi de la barre i (i = 0, 1, 2 ou 3) ;
tp Ă©paisseur dâune plaque ;
tw Ă©paisseur dâĂąme dâune section en I ou H ;
a facteur défini dans le tableau approprié ;
hi angle (aigu) inclus entre la barre de treillis i et la membrure (i = 1, 2 ou 3) ;
j facteur défini lors de son utilisation ;
l facteur défini dans le tableau approprié ;
u angle entre les plans dâun assemblage multiplan.
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(4) Les entiers utilisés en indices en 7 sont définis comme suit :
i entier utilisĂ© en indice pour dĂ©signer une barre dâun assemblage, i = 0 dĂ©signe une membrure et i = 1, 2ou 3 les barres de treillis. Dans les assemblages comportant deux barres de treillis, i = 1 dĂ©signe normale-ment la barre comprimĂ©e et i = 2 la barre tendue, voir Figure 1.4 (b). Pour une barre unique i = 1 quâelle soitcomprimĂ©e ou tendue, voir Figure 1.4 (a).
i et j entiers utilisés en indice dans les assemblages à recouvrement, i pour désigner la barre de treillis recou-vrante et j pour désigner la barre de treillis recouverte, voir Figure 1.4 (c).
(5) Les rapports de contraintes utilisés en 7 sont définis de la façon suivante :
n rapport (r0,Ed / fy0) / γM5 (utilisé pour les membrures en RHS) ;
np rapport (rp,Ed / fy0) / γM5 (utilisé pour les membrures en CHS) ;
r0,Ed contrainte maximale de compression exercĂ©e dans la membrure au niveau dâun assemblage ;
rp,Ed valeur de r0,Ed en excluant la contrainte due aux composants horizontaux des forces exercées dans lesbarres de treillis au niveau de cet assemblage, voir Figure 1.4.
(6) Les rapports géométriques utilisés en 7 sont définis comme suit :
b rapport de la largeur ou du diamĂštre moyen des barres de treillis Ă la largeur ou au diamĂštre de la membrure :
â pour les assemblages en T, Y et X :
â pour les assemblages en K et N :
â pour les assemblages en K :
bp rapport bi /bp ;
c rapport du diamĂštre ou de la largeur de la membrure Ă deux fois son Ă©paisseur :
g rapport de la hauteur de barre de treillis au diamĂštre ou Ă la largeur de membrure :
gp rapport hi /bp ;
kov taux de recouvrement, exprimé sous forme de pourcentage (kov = (q/p) à 100) comme indiqué dans laFigure 1.3 (b).
kov,lim le recouvrement auquel le cisaillement entre les barres de treillis et la face de la membrure peut devenircritique
(7) Dâautres symboles sont spĂ©cifiĂ©s lorsquâils sont utilisĂ©s.
NOTE Les symboles pour les profils circulaires sont donnés dans le Tableau 7.2.
d1
d0------
d1
b0------; ou
b1
b0------
d1 d2+
2 d0------------------
d1 d2+
2 b0------------------; ou
b1 b2 h1 h2+ + +
4 b0--------------------------------------------
d1 d2 d3+ +
3 d0-------------------------------
d1 d2 d3+ +
3 b0-------------------------------; ou
b1 b2 b3 h1 h2 h3+ + + + +
6 b0---------------------------------------------------------------------
d0
2 t0----------
b0
2 t0----------; ou
b0
2 tf--------
hi
b0------ ou
hi
b0------
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a) Assemblage comportant une barre de treillis unique
b) Assemblage Ă espacement comportant deux barres de treillis
c) Assemblage Ă recouvrement comportant deux barres de treillis
Figure 1.4 â Dimensions et autres paramĂštres au niveau des assemblages de poutre Ă treillis en profils creux
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2 Bases de calcul
2.1 HypothĂšses
(1) Les rĂšgles donnĂ©es dans cette partie de lâEN 1993 supposent que le niveau de qualitĂ© de construction esttel que spĂ©cifiĂ© dans les normes dâexĂ©cution donnĂ©es en 1.2 et que les matĂ©riaux et produits de construction uti-lisĂ©s sont ceux spĂ©cifiĂ©s dans lâEN 1993 ou dans les spĂ©cifications de matĂ©riaux et produits appropriĂ©es.
2.2 Exigences générales
(1)P Tous les assemblages doivent possĂ©der une rĂ©sistance de calcul telle que la structure soit capable desatisfaire toutes les exigences fondamentales de calcul donnĂ©es dans la prĂ©sente norme et dans lâEN 1993-1-1.
(2) Les coefficients partiels cM pour les assemblages sont donnés dans le Tableau 2.1.
(3)P Les assemblages soumis Ă la fatigue doivent Ă©galement satisfaire aux principes donnĂ©s dans lâEN 1993-1-9.
2.3 Sollicitations
(1)P Les sollicitations appliquĂ©es aux assemblages Ă lâĂ©tat limite ultime doivent ĂȘtre dĂ©terminĂ©es conformĂ©mentaux principes donnĂ©s dans lâEN 1993-1-1.
Tableau 2.1 â Coefficients partiels pour les assemblages
RĂ©sistance des barres et sections transversales cM0, cM1 et cM2 voir lâEN 1993-1-1
RĂ©sistance des boulons
cM2
RĂ©sistance des rivets
RĂ©sistance des axes dâarticulation
RĂ©sistance des soudures
Résistance des plaques en pression diamétrale
RĂ©sistance au glissement
â Ă lâĂ©tat limite ultime (catĂ©gorie C) cM3
â Ă lâĂ©tat limite de service (catĂ©gorie B) cM3,ser
RĂ©sistance en pression diamĂ©trale dâun boulon injectĂ© cM4
RĂ©sistance des assemblages dans une poutre Ă treillis en profils creux cM5
RĂ©sistance des axes dâarticulation Ă lâĂ©tat limite de service cM6,ser
Précontrainte des boulons à haute résistance cM7
RĂ©sistance du bĂ©ton cc voir lâEN 1992
NOTE Les valeurs numĂ©riques pour cM peuvent ĂȘtre dĂ©finies dans lâAnnexe Nationale. Les valeurs recommandĂ©essont les suivantes : cM2 = 1,25 ; cM3 = 1,25 et cM3,ser = 1,1, cM4 = 1,0 ; cM5 = 1,0 ; cM6,ser = 1,0 ; cM7 = 1,1.
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2.4 RĂ©sistance des assemblages
(1) Il convient que la rĂ©sistance dâun assemblage soit dĂ©terminĂ©e sur la base de la rĂ©sistance individuelle deses composants.
(2) Lâanalyse linĂ©aire Ă©lastique ou Ă©lasto-plastique peut ĂȘtre utilisĂ©e pour le calcul des assemblages.
(3) Lorsque des fixations possĂ©dant des rigiditĂ©s diffĂ©rentes sont utilisĂ©es pour reprendre un effort de cisaille-ment, il convient de dimensionner les fixations possĂ©dant la plus grande rigiditĂ© pour quâelles reprennent lâeffortde calcul. Une exception Ă cette rĂšgle est donnĂ©e en 3.9.3.
2.5 HypothĂšses de calcul
(1)P Les assemblages doivent ĂȘtre calculĂ©s sur la base dâune hypothĂšse rĂ©aliste de la rĂ©partition des sollicita-tions. Les hypothĂšses suivantes doivent ĂȘtre utilisĂ©es pour dĂ©terminer la rĂ©partition des sollicitations :
a) les sollicitations considĂ©rĂ©es dans lâanalyse sont en Ă©quilibre avec les sollicitations appliquĂ©es sur lesassemblages,
b) chaque Ă©lĂ©ment de lâassemblage est capable de rĂ©sister aux sollicitations,
c) les dĂ©formations rĂ©sultant de cette rĂ©partition nâexcĂšdent pas la capacitĂ© de dĂ©formation des Ă©lĂ©ments de fixa-tion ou des soudures et des diffĂ©rentes parties attachĂ©es,
d) la rĂ©partition supposĂ©e des sollicitations doit ĂȘtre rĂ©aliste en ce qui concerne les rigiditĂ©s relatives au sein delâassemblage,
e) les déformations considérées dans un modÚle de calcul quelconque fondé sur une analyse élasto-plastiquesont basées sur des rotations de corps rigides et/ou des déformations dans le plan qui sont physiquementpossibles, et
f) tout modĂšle utilisĂ© est conforme Ă lâĂ©valuation de rĂ©sultats expĂ©rimentaux (voir lâEN 1990).
(2) Les rĂšgles dâapplication donnĂ©es dans cette partie satisfont 2.5(1).
2.6 Assemblages sollicités en cisaillement soumis à des chocs, à des vibrations et/ou à descharges alternées
(1) Lorsquâun assemblage en cisaillement est soumis Ă des chocs ou Ă des vibrations significatives, il convientdâutiliser une des mĂ©thodes dâassemblage suivantes :
â soudage,
â boulons munis de dispositifs de blocage,
â boulons prĂ©contraints,
â boulons injectĂ©s,
â autres types de boulons empĂȘchant efficacement tout mouvement des piĂšces attachĂ©es,
â rivets.
(2) Lorsque le glissement nâest pas acceptable dans un assemblage (parce quâil est soumis Ă un effort decisaillement alternĂ© ou pour toute autre raison), il convient dâutiliser des boulons prĂ©contraints dans une attachede CatĂ©gorie B ou C (voir 3.4), des boulons «plein trou» (voir 3.6.1), des rivets ou des soudures.
(3) Pour les poutres au vent et les contreventements de stabilitĂ© ou de rĂ©sistance (ou calibrĂ©s) au vent, il estpossible dâutiliser des attaches boulonnĂ©es de CatĂ©gorie A (voir 3.4).
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2.7 Excentricité au niveau des intersections
(1) Lorsquâil existe une excentricitĂ© dâĂ©pure au niveau des intersections, il convient de calculer les assemblageset les barres pour les sollicitations qui en rĂ©sultent, sauf pour certains types particuliers de structures pour lesquelsil a Ă©tĂ© dĂ©montrĂ© que cela nâĂ©tait pas nĂ©cessaire, voir 5.1.5.
(2) Dans le cas dâassemblages de corniĂšres ou de profils en T attachĂ©s soit par une seule rangĂ©e de boulonsou par deux rangĂ©es de boulons, il convient de prendre en compte toute excentricitĂ© Ă©ventuelle comme indiquĂ©en 2.7 (1). Il convient de dĂ©terminer les excentricitĂ©s dans le plan et hors du plan en considĂ©rant les positionsrelatives de l'axe de la barre et de la ligne de trusquinage dans le plan de l'assemblage (voir Figure 2.1). Pour unecorniĂšre simple en traction attachĂ©e par boulonnage sur une aile la mĂ©thode simplifiĂ©e donnĂ©e en 3.10.3 peut ĂȘtreutilisĂ©e.
NOTE Lâeffet de lâexcentricitĂ© sur les corniĂšres utilisĂ©es comme Ă©lĂ©ments de triangulation comprimĂ©s est donnĂ© danslâEN 1993-1-1, Annexe BB 1.2.
LĂ©gende
1 Axes neutres
2 Fixations
3 Lignes de trusquinage
Figure 2.1 â Lignes de trusquinage
3 Attaches par boulons, rivets ou axes dâarticulation
3.1 Boulons, vis, Ă©crous et rondelles
3.1.1 Généralités
(1) Il convient que les vis, écrous et rondelles soient conformes aux exigences données en 1.2.4, Normes deRéférence du Groupe 4.
(2) Les rÚgles de la présente norme sont applicables pour les classes de boulons données dans le Tableau 3.1.
(3) La limite dâĂ©lasticitĂ© fyb et la rĂ©sistance ultime Ă la traction fub des boulons de classes 4.6, 4.8, 5.6, 5.8, 6.8,8.8 et 10.9 sont donnĂ©es dans le Tableau 3.1. Il convient dâadopter ces valeurs comme valeurs caractĂ©ristiquesdans les calculs de dimensionnement.
Tableau 3.1 â Valeurs nominales de limite dâĂ©lasticitĂ© fyb et de rĂ©sistance ultimeĂ la traction fub pour les boulons
Classe de boulon 4.6 4.8 5.6 5.8 6.8 8.8 10.9
fyb (N/mm2) 240 320 300 400 480 640 900
fub (N/mm2) 400 400 500 500 600 800 1 000
NOTE L'Annexe Nationale peut exclure certaines classes de boulons.
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3.1.2 Boulons précontraints
(1) Seuls les boulons de classes 8.8 et 10.9 conformes aux exigences donnĂ©es en 1.2.4 Normes de RĂ©fĂ©rence :Groupe 4 peuvent ĂȘtre utilisĂ©s comme boulons prĂ©contraints Ă haute rĂ©sistance pour la construction lorsque leserrage contrĂŽlĂ© est rĂ©alisĂ© conformĂ©ment aux exigences donnĂ©es en 1.2.7, Normes de RĂ©fĂ©rence : Groupe 7.
3.2 Rivets
(1) Il convient que les propriétés du matériau, les dimensions et tolérances des rivets en acier soient conformesaux exigences données en 1.2.6, Normes de Référence : Groupe 6.
3.3 Boulons dâancrage
(1) Les matĂ©riaux suivants peuvent ĂȘtre utilisĂ©s pour les boulons dâancrage :
â nuances dâacier conformes aux dispositions donnĂ©es en 1.2.1 Normes de RĂ©fĂ©rence : Groupe 1 ;
â nuances dâacier conformes aux dispositions donnĂ©es en 1.2.4 Normes de RĂ©fĂ©rence : Groupe 4 ;
â nuances dâacier utilisĂ©es pour les barres dâarmature conformes Ă lâEN 10080,
sous rĂ©serve que la limite dâĂ©lasticitĂ© nominale nâexcĂšde pas 640 N/mm2 lorsque les boulons d'ancrage doiventtravailler en cisaillement, et n'excĂšde pas 900 N/mm2 dans les autres cas.
3.4 CatĂ©gories dâattaches boulonnĂ©es
3.4.1 Attaches en cisaillement
(1) Il convient que la conception et le calcul des attaches boulonnĂ©es sollicitĂ©es au cisaillement soient rĂ©alisĂ©sconformĂ©ment Ă lâune des catĂ©gories suivantes :
a) Catégorie A : Travaillant à la pression diamétrale
Dans cette catĂ©gorie, il convient dâutiliser des boulons de classes allant de 4.6 Ă 10.9 comprises. Il nâest exigĂ©aucune prĂ©contrainte ni aucune disposition particuliĂšre pour les surfaces en contact. Il convient que lâeffort decisaillement de calcul Ă lâĂ©tat limite ultime nâexcĂšde ni la rĂ©sistance de calcul au cisaillement ni la rĂ©sistance decalcul en pression diamĂ©trale, dĂ©terminĂ©es conformĂ©ment aux dispositions donnĂ©es en 3.6 et 3.7.
b) CatĂ©gorie B : RĂ©sistant au glissement Ă lâĂ©tat limite de service
Dans cette catĂ©gorie, il convient dâutiliser des boulons en conformitĂ© avec 3.1.2 (1). Il convient quâaucun glisse-ment ne se produise Ă lâĂ©tat limite de service. Il convient que lâeffort de cisaillement de calcul Ă lâĂ©tat limite de ser-vice nâexcĂšde pas la rĂ©sistance de calcul au glissement, dĂ©terminĂ©e selon 3.9. Il convient que lâeffort decisaillement de calcul Ă l'Ă©tat limite ultime nâexcĂšde ni la rĂ©sistance de calcul au cisaillement dĂ©terminĂ©e selon 3.6,ni la rĂ©sistance de calcul en pression diamĂ©trale dĂ©terminĂ©e selon 3.6 et 3.7.
c) CatĂ©gorie C : RĂ©sistant au glissement Ă lâĂ©tat limite ultime
Dans cette catĂ©gorie, il convient dâutiliser des boulons en conformitĂ© avec 3.1.2 (1). Il convient quâaucun glisse-ment ne se produise Ă lâĂ©tat limite ultime. Il convient que lâeffort de cisaillement de calcul Ă lâĂ©tat limite ultimenâexcĂšde pas la rĂ©sistance de calcul au glissement dĂ©terminĂ©e selon 3.9 ni la rĂ©sistance de calcul en pressiondiamĂ©trale dĂ©terminĂ©e selon 3.6 et 3.7. En outre, pour une attache tendue, il convient de vĂ©rifier la rĂ©sistanceplastique de calcul de la section nette au droit des trous de boulons Nnet,Rd (voir 6.2 de lâEN 1993-1-1), Ă lâĂ©tatlimite ultime.
Les vérifications de calcul pour ces attaches sont résumées dans le Tableau 3.2.
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3.4.2 Attaches tendues
(1) Il convient que la conception et le calcul des attaches boulonnĂ©es sollicitĂ©es en traction soient rĂ©alisĂ©sconformĂ©ment Ă lâune des catĂ©gories suivantes :
a) Catégorie D : par boulons non précontraints
Dans cette catĂ©gorie, il convient dâutiliser des boulons de classes 4.6 Ă 10.9 comprises. Aucune prĂ©contraintenâest exigĂ©e. Il convient de ne pas utiliser cette catĂ©gorie lorsque les attaches sont soumises Ă des variations frĂ©-quentes de la sollicitation en traction. Cependant, elle peut ĂȘtre utilisĂ©e pour les attaches calculĂ©es pour rĂ©sisteraux actions usuelles de vent.
b) Catégorie E : par boulons précontraints à haute résistance
Dans cette catĂ©gorie, il convient dâutiliser des boulons de classe 8.8 et 10.9 Ă serrage contrĂŽlĂ© conformĂ©ment auxdispositions donnĂ©es en 1.2.7, Normes de RĂ©fĂ©rence : Groupe 7.
Les vérifications de calcul pour ces attaches sont résumées dans le Tableau 3.2.
Tableau 3.2 â CatĂ©gories dâattaches boulonnĂ©es
Catégorie CritÚres Remarques
Attaches en cisaillement
A
Pression diamétrale
Fv,Ed †Fv,Rd Aucune précontrainte exigée.
Fv,Ed †Fb,Rd Toutes classes de 4.6 à 10.9.
B
RĂ©sistant au glissement Ă lâELS
Fv,Ed.ser †Fs,Rd,ser Boulons précontraints 8.8 ou 10.9 requis.
Fv,Ed †Fv,Rd Pour rĂ©sistance au glissement Ă lâELS, voir 3.9
Fv,Ed †Fb,Rd
C
RĂ©sistant au glissement Ă lâELU
Fv,Ed †Fs,Rd Boulons précontraints 8.8 ou 10.9 requis.
Fv,Ed †Fb,Rd Pour rĂ©sistance au glissement Ă lâELU, voir 3.9
Nnet,Rd voir 3.4.1(1)c)
Attaches en traction
D
Sans précontrainte
Ft,Ed †Ft,Rd Aucune précontrainte exigée.
Ft,Ed †Bp,Rd Toutes classes 4.6 à 10.9.
Bp,Rd voir Tableau 3.4.
E
Avec précontrainte
Ft,Ed †Ft,Rd Boulons 8.8 ou 10.9 précontraints requis.
Ft,Ed †Bp,Rd Bp,Rd voir Tableau 3.4.
Il convient que lâeffort de traction de calcul Ft,Ed comprenne toute force Ă©ventuelle rĂ©sultant de lâeffet de levier, voir 3.11.Il convient que les boulons soumis Ă la fois Ă un effort tranchant et Ă un effort de traction satisfassent les critĂšres donnĂ©sdans le Tableau 3.4.
NOTE Lorsque la prĂ©contrainte nâest pas explicitement utilisĂ©e dans le calcul pour les rĂ©sistances au glissement, maisest exigĂ©e pour des raisons dâexĂ©cution ou en tant que mesure concernant la qualitĂ© (par ex. pour la durabilitĂ©), alors leniveau de prĂ©contrainte peut ĂȘtre fixĂ© dans lâAnnexe Nationale.
Fv,Ed Nnet,Rdâ€â
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3.5 Positionnement des trous de boulons et de rivets
(1) Les pinces longitudinales et transversales ainsi que les entraxes minimum et maximum pour les boulons etrivets sont donnés dans le Tableau 3.3.
(2) Pour les pinces longitudinales et transversales ainsi que les entraxes minimum et maximum pour les struc-tures soumises Ă la fatigue, voir lâEN 1993-1-9.
Tableau 3.3 â Pinces longitudinales et transversales, entraxes minimum et maximum
Distances et entraxes
voir Figure 3.1Minimum
Maximum 1) 2) 3)
Structures rĂ©alisĂ©es en aciers conformesĂ lâEN 10025 Ă lâexception des aciers
conformes Ă lâEN 10025-5
Structures réaliséesen aciers conformes
Ă lâEN 10025-5
Acier exposé aux intempéries
ou autres influences corrosives
Acier non exposé aux intempéries
ou autres influences corrosives
Acier utilisé sans protection
Pince longitudinale e1 1,2d0 4t + 40 mm Maximum de 8t ou 125 mm
Pince transversale e2 1,2d0 4t + 40 mm Maximum de 8t ou 125 mm
Distance e3pour les trous oblongs
1,5d0 4)
Distance e4pour les trous oblongs
1,5d0 4)
Entraxe p1 2,2d0 Minimum de 14t ou 200 mm
Minimum de 14t ou 200 mm
Minimum de 14tmin ou 175 mm
Entraxe p1,0 Minimum de 14t ou 200 mm
Entraxe p1,i Minimum de 28t ou 400 mm
Entraxe p2 5) 2,4d0 Minimum de 14tou 200 mm
Minimum de 14t ou 200 mm
Minimum de 14tmin ou 175 mm
1) Il nây a pas de valeurs maximales dâentraxe, de pinces longitudinale et transversale, sauf dans les cas suivants :
â pour les barres comprimĂ©es afin dâĂ©viter le voilement local et prĂ©venir la corrosion dans les barres exposĂ©es (lesvaleurs limites sont donnĂ©es dans le Tableau) et ;
â pour les barres tendues exposĂ©es afin de prĂ©venir la corrosion (les valeurs limites sont donnĂ©es dansle Tableau).
2) Il convient de calculer la rĂ©sistance au voilement local de la plaque comprimĂ©e entre les fixations conformĂ©mentĂ lâEN 1993-1-1 en utilisant 0,6 pi comme longueur de flambement. Il est inutile de vĂ©rifier le voilement local entreles fixations si p1/t est infĂ©rieur Ă 9e. Il convient que la pince transversale nâexcĂšde pas les exigences concernantle voilement local pour un Ă©lĂ©ment en console dans les barres comprimĂ©es, voir lâEN 1993-1-1. La pincelongitudinale nâest pas affectĂ©e par cette exigence.
3) t est lâĂ©paisseur de la piĂšce attachĂ©e extĂ©rieure la plus mince.
4) Les limites dimensionnelles des trous oblongs sont données en 1.2, Normes de Référence : Groupe 7.
5) Pour les rangĂ©es de fixations en quinconce, un Ă©cartement minimum entre rangĂ©es p2 = 1,2d0 peut ĂȘtre utilisĂ©,Ă condition que la distance minimum, L, entre deux fixations quelconques soit supĂ©rieure ou Ă©gale Ă 2,4d0, voirFigure 3.1 (b).
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Figure 3.1 â Symboles pour les pinces transversale et longitudinale et pour lâespacement des fixations
3.6 RĂ©sistance individuelle de calcul des fixations
3.6.1 Boulons et rivets
(1) La résistance individuelle de calcul pour une fixation sollicitée au cisaillement et/ou à la traction est donnéedans le Tableau 3.4.
(2) Pour les boulons précontraints conformes à 3.1.2(1), il convient de prendre la précontrainte de calcul, Fp,Cd,à utiliser dans les calculs, égale à :
... (3.1)
NOTE Lorsque la prĂ©contrainte nâest pas utilisĂ©e dans les calculs, voir la note du Tableau 3.2.
(3) Il convient de nâutiliser les rĂ©sistances de calcul en traction et au cisaillement dans la partie filetĂ©e dâun bou-lon donnĂ©es dans le Tableau 3.4 que pour les boulons fabriquĂ©s conformĂ©ment Ă 1.2.4, Normes de RĂ©fĂ©rence :Groupe 4. Pour les boulons Ă filetages usinĂ©s, tels que les boulons dâancrage ou les tirants fabriquĂ©s Ă partir deronds en acier avec des filetages conformes Ă l'EN 1090, il convient d'utiliser les valeurs du Tableau 3.4. Pour lesboulons Ă filetages usinĂ©s dont les filetages ne sont pas conformes Ă l'EN 1090, il convient de multiplier les valeursappropriĂ©es du Tableau 3.4 par un facteur 0,85.
a) Symboles pour les entraxes des fixations
Rangées de fixation en quinconce
b) Symboles pour disposition en quinconce
p1 †14 t et †200 mm p2 †14 t et †200 mm p1,0 †14 t et †200 mm
1 Rangée extérieure
p1,i †28 t et †400 mm
2 Rangée intérieure
c) Ăcartement en quinconce âdans les barres comprimĂ©s
d) Ăcartement en quinconce âdans les barres tendues
e) Pinces longitudinale et transversale pour les trous oblongs
Fp,Cd 0,7 fubAs cM7â=
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(4) Il convient de nâutiliser la rĂ©sistance de calcul au cisaillement Fv,Rd donnĂ©e dans le Tableau 3.4 que lorsqueles boulons sont utilisĂ©s dans des trous dont les jeux nominaux nâexcĂšdent pas ceux des trous normaux tels quespĂ©cifiĂ©s en 1.2.7, Normes de RĂ©fĂ©rence : Groupe 7.
(5) Des boulons M12 et M14 peuvent Ă©galement ĂȘtre utilisĂ©s dans des trous avec un jeu de 2 mm Ă conditionque la rĂ©sistance de calcul du groupe de boulons basĂ©e sur la pression diamĂ©trale soit Ă©gale ou infĂ©rieure Ă larĂ©sistance de calcul du groupe de boulon basĂ©e sur le cisaillement des boulons. En outre, pour les boulonsde classes 4.8, 5.8, 6.8, 8.8 et 10.9 il convient de prendre la rĂ©sistance au cisaillement de calcul Fv,Rd Ă©galeĂ 0,85 fois la valeur donnĂ©e dans le Tableau 3.4.
(6) La rĂ©sistance des boulons pleins-trous peut ĂȘtre calculĂ©e de la mĂȘme façon que celle des boulons utilisĂ©sdans des trous avec un jeu normal.
(7) Il convient dâexclure la partie filetĂ©e dâun boulon plein-trou du plan de cisaillement.
(8) Il convient que la longueur de la partie filetĂ©e dâun boulon plein-trou situĂ©e vis-Ă -vis de la plaque sollicitĂ©een pression diamĂ©trale nâexcĂšde pas 1/3 de lâĂ©paisseur de la plaque, voir Figure 3.2.
(9) Il convient que la tolérance pour les trous de boulons plein-trou soit conforme aux dispositions donnéesen 1.2.7, Normes de Référence : Groupe 7.
(10) Dans les assemblages Ă simple recouvrement ne comportant quâune seule rangĂ©e de boulons, voirFigure 3.3, il convient que les boulons soient munis de rondelles sous la tĂȘte et sous lâĂ©crou. Il convient que larĂ©sistance en pression diamĂ©trale Fb,Rd pour chaque boulon soit limitĂ©e Ă :
... (3.2)
NOTE Il convient de ne pas utiliser des assemblages Ă simple recouvrement avec un seul rivet.
(11) Dans le cas de boulons de classe 8.8 ou 10.9, il convient dâutiliser des rondelles trempĂ©es pour les assem-blages Ă simple recouvrement ne comportant quâun seul boulon ou une seule rangĂ©e de boulons.
(12) Lorsque des boulons ou des rivets fonctionnant en cisaillement et en pression diamétrale traversent uneépaisseur totale de calage tp supérieure à un tiers du diamÚtre nominal d, voir Figure 3.4, il convient de multiplierla résistance de calcul au cisaillement Fv,Rd obtenue comme spécifié dans le Tableau 3.4, par un coefficient réduc-teur bp donné par :
... (3.3)
(13) Pour les attaches en double cisaillement munies de fourrures des deux cĂŽtĂ©s du joint, il convient deprendre tp Ă©gal Ă lâĂ©paisseur de la fourrure la plus Ă©paisse.
(14) Il convient de concevoir les attaches rivĂ©es pour quâelles transmettent les efforts essentiellement parcisaillement. En cas de traction, il convient que lâeffort de traction de calcul Ft.Ed nâexcĂšde pas la rĂ©sistance decalcul Ă la traction Ft,Rd donnĂ©e dans le Tableau 3.4.
(15) Pour lâacier de nuance S 235, la valeur «en Ă©tat de pose» de fur peut ĂȘtre prise Ă©gale Ă 400 N/mm2.
(16) En rĂšgle gĂ©nĂ©rale, il convient que la longueur de serrage dâun rivet nâexcĂšde pas 4,5d pour le rivetage aumarteau et 6,5d pour le rivetage pneumatique.
Figure 3.2 â Partie filetĂ©e de la tige situĂ©e dans la zone de rĂ©sistanceen pression diamĂ©trale pour les boulons pleins-trous
Figure 3.3 â Assemblage Ă simple recouvrement comportant une seule rangĂ©e de boulons
Fb,Rd 1,5 ffud t cM2ââ€
bp9d
8d 3tp+--------------------- mais bp 1â€=
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LĂ©gende
1 Fourrures
Figure 3.4 â Fixations traversant des fourrures
Tableau 3.4 â RĂ©sistance de calcul individuelle pour les fixations sollicitĂ©esau cisaillement et/ou Ă la traction
Mode de ruine Boulons Rivets
RĂ©sistance au cisaillement par plan de cisaillement
â lorsque le plan de cisaillement passe par la partie filetĂ©e du boulon(A est lâaire de la section rĂ©sistante en traction du boulon As) :
- pour les classes 4.6, 5.6 et 8.8 : αv = 0,6
- pour les classes 4.8, 5.8, 6.8 et 10.9 : αv = 0,5
â lorsque le plan de cisaillement passe par la partie non filetĂ©e du boulon (A est lâaire de la section brute du boulon) : αv = 0,6
Résistance en pression diamétrale 1), 2), 3)
oĂč αb est la plus petite des valeurs de αd ; ou 1,0 ;
dans la direction des efforts :
â pour boulons de rive : ; pour boulons intĂ©rieurs
perpendiculairement Ă la direction des efforts :
â pour boulons de rive : k1 est la plus petite valeur de , et 2,5
â pour boulons intĂ©rieurs : k1 est la plus petite valeur de et 2,5
RĂ©sistance Ă la traction 2)
oĂč k2 = 0,63 pour un boulon Ă tĂȘte fraisĂ©e,
sinon k2 = 0,9.
RĂ©sistance au poinçonnement Bp,Rd = 0,6 Ï dm tp fu / cM2 VĂ©rification sans objet
Cisaillement et traction combinés
1) La résistance en pression diamétrale Fb,Rd pour les boulons utilisés
â dans des trous surdimensionnĂ©s, est 0,8 fois la rĂ©sistance en pression diamĂ©trale des boulons utilisĂ©s dans des trous normaux.
â dans des trous oblongs, lorsque lâaxe longitudinal du trou oblong est perpendiculaire Ă la direction des efforts, est 0,6 fois la rĂ©sistanceen pression diamĂ©trale des boulons utilisĂ©s dans des trous circulaires normaux.
2) Pour les boulons Ă tĂȘte fraisĂ©e :
â il convient de calculer la rĂ©sistance en pression diamĂ©trale Fb,Rd avec une Ă©paisseur de plaque t Ă©gale Ă lâĂ©paisseur de la plaqueattachĂ©e diminuĂ©e de la moitiĂ© de la profondeur de fraisage.
â pour la dĂ©termination de la rĂ©sistance Ă la traction Ft,Rd il convient que lâangle et la profondeur de fraisage soient conformes aux dispo-sitions donnĂ©es en 1.2.4, Normes de RĂ©fĂ©rence: Groupe 4, sinon il convient dâadapter la rĂ©sistance Ă la traction Ft,Rd en consĂ©quence.
3) Lorsque la charge appliquĂ©e sur un boulon nâest pas parallĂšle au bord de la piĂšce, la rĂ©sistance en pression diamĂ©trale peut ĂȘtre vĂ©rifiĂ©esĂ©parĂ©ment pour les composants de lâeffort appliquĂ© au boulon parallĂšlement et perpendiculairement au bord.
Fv,Rdαv fub A
cM2------------------------= Fv,Rd
0,6 fur A0
cM2----------------------------=
Fb,Rd
k1 αb fu dt
cM2---------------------------------=
fub
fu-------------
αde1
3d0---------= αd
p1
3d0--------- 1
4---â=
2,8e2
d0------ 1,7ââ â
â â 1,4p2
d0------ 1,7ââ â
â â
1,4p2
d0------ 1,7ââ â
â â
Ft,Rdk2 fub As
cM2-----------------------------= Ft,Rd
0,6 fur A0
cM2----------------------------=
Fv,Ed
Fv,Rd-------------
Ft,Ed
1,4 Ft,Rd----------------------+ 1,0â€
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3.6.2 Boulons injectés
3.6.2.1 Généralités
(1) Des boulons injectĂ©s peuvent ĂȘtre utilisĂ©s comme alternative aux rivets et boulons ordinaires pour les atta-ches de catĂ©gories A, B et C selon 3.4.
(2) Des dispositions de fabrication et de montage pour les boulons injectés sont données en 1.2.7, Normes deRéférence : Groupe 7.
3.6.2.2 RĂ©sistance de calcul
(1) La mĂ©thode de calcul donnĂ©e en 3.6.2.2 (2) Ă 3.6.3.2.2 (6) peut ĂȘtre utilisĂ©e pour les boulons injectĂ©s declasse 8.8 ou 10.9. Il convient que les boulons soient conformes aux prescriptions donnĂ©es en 1.2.4, Normes deRĂ©fĂ©rence : Groupe 4, mais voir 3.6.2.2 (3) lorsque des boulons prĂ©contraints sont utilisĂ©s.
(2) Lâeffort de cisaillement de calcul Ă lâĂ©tat limite ultime de tout boulon d'attache de CatĂ©gorie A ne doit excĂ©derni la rĂ©sistance de calcul au cisaillement du boulon ou dâun groupe de boulons obtenue selon 3.6 et 3.7, ni la rĂ©sis-tance en pression diamĂ©trale de la rĂ©sine obtenue selon 3.6.2.2 (5).
(3) Il convient dâutiliser des boulons injectĂ©s prĂ©contraints Ă serrage contrĂŽlĂ© pour les attaches de catĂ©gories Bet C, pour lesquels il convient dâutiliser des boulons conformes Ă 3.1.2 (1).
(4) Il convient que lâeffort de cisaillement de calcul Ă lâĂ©tat limite de service pour tout boulon pour une attachede catĂ©gorie B et lâeffort de cisaillement de calcul Ă lâĂ©tat limite ultime pour tout boulon pour une attache de catĂ©-gorie C n'excĂšde pas la rĂ©sistance de calcul au glissement du boulon obtenue selon 3.9 Ă lâĂ©tat limite concernĂ©augmentĂ©e de la rĂ©sistance de calcul en pression diamĂ©trale de la rĂ©sine obtenue selon 3.6.2.2 (5) Ă l'Ă©tat limiteconcernĂ©. En outre, il convient que lâeffort de cisaillement de calcul Ă lâĂ©tat limite ultime d'un boulon pour une atta-che de catĂ©gorie B ou C n'excĂšde pas la rĂ©sistance de calcul au cisaillement du boulon obtenue selon 3.6, ni larĂ©sistance en pression diamĂ©trale des boulons, calculĂ©es selon 3.6 et 3.7.
(5) La rĂ©sistance en pression diamĂ©trale de la rĂ©sine, Fb,Rd,resin, peut ĂȘtre dĂ©terminĂ©e au moyen de lâexpres-sion suivante :
... (3.4)
oĂč :
Fb,Rd,resin rĂ©sistance en pression diamĂ©trale dâun boulon injectĂ© ;
b coefficient dĂ©pendant du rapport dâĂ©paisseur des plaques attachĂ©es tel quâindiquĂ© dans leTableau 3.5 et la Figure 3.5 ;
fb,resin résistance en pression diamétrale de la résine à déterminer conformément à 1.2, Normes deRéférence : Groupe 7 ;
tb,resin épaisseur efficace de résine en pression diamétrale, donnée dans le Tableau 3.5 ;
kt 1,0 pour lâĂ©tat limite de service (long terme) ;
1,2 pour lâĂ©tat limite ultime ;
ks pris Ă©gal Ă 1,0 pour les trous normaux ou (1,0 â 0,1 m), pour les trous surdimensionnĂ©s ;
m diffĂ©rence (en mm) entre les dimensions de trous normaux et surdimensionnĂ©s. Dans le cas detrous oblongs courts tels que spĂ©cifiĂ©s en 1.2.7, Normes de RĂ©fĂ©rence : Groupe 7, m = 0,5 Ă(la diffĂ©rence (en mm) entre la longueur et la largeur du trou).
(6) Dans le calcul de la rĂ©sistance en pression diamĂ©trale dâun boulon dont la longueur de serrage dĂ©passe 3d,il convient de prendre une longueur l ne dĂ©passant pas 3d pour dĂ©terminer lâĂ©paisseur efficace en pressiondiamĂ©trale tb,resin (voir Figure 3.6).
Fb,Rd,resinkt ks d tb,resin b fb,resin
cM4-------------------------------------------------------------=
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Figure 3.5 â Facteur b en fonction du rapport des Ă©paisseurs des plaques assemblĂ©es
Figure 3.6 â Longueur efficace maximale pour les boulons injectĂ©s longs
3.7 Groupe de fixations
(1) La rĂ©sistance dâun groupe de fixations peut ĂȘtre prise Ă©gale Ă la somme des rĂ©sistances individuelles enpression diamĂ©trale Fb,Rd des fixations, Ă condition que la rĂ©sistance individuelle de calcul au cisaillement Fv,Rdde chaque fixation soit supĂ©rieure ou Ă©gale Ă la rĂ©sistance de calcul en pression diamĂ©trale Fb,Rd. Sinon, ilconvient de prendre la rĂ©sistance dâun groupe de fixations Ă©gale au nombre de fixations multipliĂ© par la rĂ©sistancede calcul la plus faible des fixations considĂ©rĂ©es individuellement.
3.8 Assemblages longs
(1) Lorsque la distance Lj entre les axes des fixations extrĂȘmes dâun assemblage, mesurĂ©e dans la directiondes efforts (voir Figure 3.7), est supĂ©rieure Ă 15 d, il convient de rĂ©duire la rĂ©sistance de calcul aucisaillement Fv,Rd de toutes les fixations, calculĂ©e conformĂ©ment au Tableau 3.4, en la multipliant par un coeffi-cient minorateur bLf, donnĂ© par :
... (3.5)
mais bLf †1,0 et bLf ℠0,75.
Tableau 3.5 â Valeurs de b et tb,resin
t1 / t2 b tb,resin
℠2,0 1,0 2 t2 †1,5 d
1,0 < t1 / t2 < 2,0 1,66 â 0,33 (t1 / t2) t1 †1,5 d
†1,0 1,33 t1 †1,5 d
bLf 1Lj 15dâ
200d---------------------â=
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(2) La disposition donnĂ©e en 3.8 (1) ne sâapplique pas lorsque la transmission de lâeffort sâeffectue de maniĂšreuniforme sur la longueur de lâassemblage, par ex. la transmission de lâeffort de cisaillement entre lâĂąme dâunemĂȘme section et la semelle.
Figure 3.7 â Assemblages longs
3.9 Attaches résistant au glissement comportant des boulons précontraints de classe 8.8ou 10.9
3.9.1 RĂ©sistance au glissement
(1) Il convient de prendre la rĂ©sistance de calcul au glissement dâun boulon prĂ©contraint de classe 8.8 ou 10.9prĂ©contraint Ă©gale Ă :
... (3.6a)
... (3.6b)
oĂč :
ks est donné dans le Tableau 3.6 ;
n plans de frottement ;
l coefficient de frottement, obtenu par des essais spĂ©cifiques Ă la surface de frottement selon 1.2.7 Normesde RĂ©fĂ©rence : Groupe 7, ou sâil y a lieu donnĂ© dans le Tableau 3.7.
(2) Pour les boulons prĂ©contraints de classes 8.8 et 10.9 conformes aux spĂ©cifications donnĂ©es en 1.2.4,Normes de RĂ©fĂ©rence : Groupe 4, Ă serrage contrĂŽlĂ© conformĂ©ment aux dispositions donnĂ©es en1.2.7, Normesde RĂ©fĂ©rence : Groupe 7, il convient de prendre lâeffort de prĂ©contrainte Fp,C Ă utiliser dans lâexpression (3.6) Ă©galĂ la valeur suivante :
... (3.7)
Tableau 3.6 â Valeurs de ks
Description ks
Boulons utilisés dans des trous normaux. 1,0
Boulons utilisĂ©s soit dans des trous surdimensionnĂ©s soit dans des trous oblongs courts dont lâaxe longitudinal est perpendiculaire Ă la direction des efforts.
0,85
Boulons utilisĂ©s dans des trous oblongs longs dont lâaxe longitudinalest perpendiculaire Ă la direction des efforts.
0,7
Boulons utilisĂ©s dans des trous oblongs courts dont lâaxe longitudinal est parallĂšle Ă la direction des efforts.
0,76
Boulons utilisĂ©s dans des trous oblongs longs dont lâaxe longitudinal est parallĂšle Ă la direction des efforts.
0,63
Fs,Rd
ks n l
cM3----------------- Fp,C=
Fs,Rd,ser
ks n l
cM3,ser----------------- Fp,C=
Fp,C 0,7 fub As=
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3.9.2 Traction et cisaillement combinés
(1) Si une attache rĂ©sistant au glissement est soumise Ă un effort de traction Ft,Ed ou Ft,Ed,ser en sus de lâefforttranchant Fv,Ed ou Fv,Ed,serv tendant Ă entraĂźner le glissement, il convient de prendre la rĂ©sistance au glissementpar boulon Ă©gale Ă la valeur suivante :
pour une attache de catégorie B : ... (3.8 a)
pour une attache de catégorie C : ... (3.8 b)
(2) Si, dans une attache rĂ©sistant Ă la flexion, lâeffort de contact du cĂŽtĂ© comprimĂ© contrebalance lâeffort detraction appliquĂ©, aucune rĂ©duction de la rĂ©sistance au glissement nâest exigĂ©e.
3.9.3 Attaches hybrides
(1) Par dĂ©rogation Ă 2.4 (3), les boulons prĂ©contraints de classes 8.8 et 10.9 utilisĂ©s dans des attaches calcu-lĂ©es comme rĂ©sistant au glissement Ă lâĂ©tat limite ultime (CatĂ©gorie C en 3.4) peuvent ĂȘtre considĂ©rĂ©s commereprenant la charge avec les soudures, Ă condition que le serrage final des boulons soit effectuĂ© aprĂšs achĂšve-ment du soudage.
3.10 DĂ©ductions pour les trous de fixations
3.10.1 Généralités
(1) Il convient de procĂ©der aux dĂ©ductions pour les trous dans la vĂ©rification des barres conformĂ©mentĂ lâEN 1993-1-1.
Tableau 3.7 â Coefficient de frottement, l, pour les boulons prĂ©contraints
Classe de surfaces de frottement(voir 1.2.7, Normes de Référence : Groupe 7)
Coefficient de frottement l
A 0,5
B 0,4
C 0,3
D 0,2
NOTE 1 Les exigences concernant les essais et les contrÎles sont données en 1.2.7,Normes de Référence : Groupe 7.
NOTE 2 Il convient que la classification de tout autre traitement de surface soit basĂ©esur des Ă©chantillons reprĂ©sentatifs des surfaces mises en Ćuvre dans la structure enutilisant la procĂ©dure indiquĂ©e en 1.2.7, Normes de RĂ©fĂ©rence : Groupe 7.
NOTE 3 Les définitions des classes de surface de frottement sont données en 1.2.7,Normes de Référence : Groupe 7.
NOTE 4 En présence de surfaces peintes, une perte éventuelle de précontrainte dansle temps peut se produire.
Fs,Rd,ser
ks n l Fp,C 0,8 Ft,Ed,serââ â â â
cM3,ser------------------------------------------------------------------------=
Fs,Rd
ks n l Fp,C 0,8 Ft,Edââ â â â
cM3----------------------------------------------------------------=
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3.10.2 Calcul du cisaillement de bloc
(1) Le cisaillement de bloc consiste en une ruine par cisaillement au niveau de la rangĂ©e de boulons le long dela partie cisaillĂ©e du contour du groupe de trous, accompagnĂ©e dâune rupture par traction le long de la file de trousde boulons sur la partie tendue du contour du groupe de boulons. La Figure 3.8 donne un exemple de cisaillementde bloc.
(2) Pour un groupe de boulons symétrique soumis à un chargement centré, la résistance de calcul au cisaille-ment de bloc, Veff,1,Rd est donnée par :
... (3.9)
oĂč :
Ant aire nette soumise Ă la traction ;
Anv aire nette soumise au cisaillement.
(3) Pour un groupe de boulons soumis à un chargement excentré, la résistance de calcul au cisaillement debloc Veff,2,Rd est donnée par :
... (3.10)
LĂ©gende
1 Effort de traction faible
2 Effort tranchant fort
3 Effort tranchant faible
4 Effort de traction fort
Figure 3.8 â Cisaillement de bloc
3.10.3 CorniÚres tendues attachées par une aile et autres barres tendues attachées de façon nonsymétrique
(1) Il convient de prendre en compte lâexcentricitĂ© dans les attaches, voir 2.7 (1), ainsi que les effets de lâespa-cement et des pinces des boulons, dans la dĂ©termination de la rĂ©sistance de calcul :
â des barres asymĂ©triques ;
â des barres symĂ©triques attachĂ©es de façon asymĂ©trique, telles les corniĂšres attachĂ©es par une aile.
Veff,1,Rd fuAnt cM2â 1 3ââ â â â fyAnv cM0â+=
Veff,2,Rd 0,5 fuAnt cM2â 1 3ââ â â â fyAnv cM0â+=
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(2) Une corniĂšre simple attachĂ©e par une seule rangĂ©e de boulons dans une aile, voir Figure 3.9, peut ĂȘtre trai-tĂ©e comme chargĂ©e concentriquement et la rĂ©sistance ultime de calcul de la section nette peut ĂȘtre dĂ©terminĂ©ede la façon suivante :
avec 1 boulon : ... (3.11)
avec 2 boulons : ... (3.12)
avec 3 boulons ou plus : ... (3.13)
oĂč :
b2 et b3 coefficients minorateurs dĂ©pendant de lâentraxe p1 comme indiquĂ© dans le Tableau 3.8. Pour desvaleurs intermĂ©diaires de p1 la valeur de b peut ĂȘtre dĂ©terminĂ©e par interpolation linĂ©aire ;
Anet aire nette de la corniĂšre. Pour une corniĂšre Ă ailes inĂ©gales attachĂ©e par sa petite aile, il convient deprendre Anet Ă©gale Ă lâaire nette dâune corniĂšre Ă©quivalente Ă ailes Ă©gales de mĂȘmes dimensions que lapetite aile.
(a) 1 boulon
(b) 2 boulons
(c) 3 boulons
Figure 3.9 â CorniĂšres attachĂ©es par une aile
3.10.4 Patte dâattache
(1) La patte dâattache illustrĂ©e dans la Figure 3.10 attache des corniĂšres et leurs fixations Ă un gousset ou Ă unautre support, et il convient quâelle soit calculĂ©e pour transmettre 1,2 fois lâeffort rĂ©gnant dans lâaile non attachĂ©ede la corniĂšre assemblĂ©e.
(2) Il convient que les fixations attachant la patte dâattache Ă lâaile non attachĂ©e de la corniĂšre puissent trans-mettre 1,4 fois lâeffort rĂ©gnant dans cette aile non attachĂ©e.
Tableau 3.8 â Coefficients rĂ©ducteurs b2 et b3
Entraxe p1 †2,5 do ℠5,0 do
2 boulons b2 0,4 0,7
3 boulons ou plus b3 0,5 0,7
Nu,Rd
2,0 e2 0,5d0ââ â â â t fu
cM2---------------------------------------------------=
Nu,Rdb2 Anet fu
cM2------------------------=
Nu,Rdb3 Anet fu
cM2------------------------=
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(3) Il convient que les corniĂšres dâassemblage attachant un profilĂ© en U ou une barre similaire soient calculĂ©espour transmettre 1,1 fois lâeffort rĂ©gnant dans les ailes auxquelles elles sont attachĂ©es.
(4) Il convient que les fixations attachant la patte dâattache au profilĂ© en U ou similaire soient calculĂ©es pourtransmettre 1,2 fois lâeffort dans lâaile du profilĂ© auquel elles sont attachĂ©es.
(5) Il convient dâutiliser systĂ©matiquement au moins deux boulons ou rivets pour attacher une patte dâattacheĂ un gousset ou autre support.
(6) Il convient que lâattache dâune patte dâattache sur un gousset ou autre support se termine Ă lâextrĂ©mitĂ© dela barre attachĂ©e. Il convient que lâattache de la patte dâattache sur la barre sâĂ©tende depuis lâextrĂ©mitĂ© de la barrejusquâĂ un point situĂ© au-delĂ de lâattache de la barre proprement dite sur le gousset ou autre support.
Figure 3.10 â Pattes dâattache
3.11 Effet de levier
(1) Lorsque des fixations doivent supporter un effort de traction, il convient quâelles soient dimensionnĂ©es pourrĂ©sister aussi Ă lâeffort supplĂ©mentaire dĂ» Ă un effet de levier Ă©ventuel.
NOTE Les rĂšgles donnĂ©es en 6.2.4 prennent implicitement en compte lâeffet de levier.
3.12 Distribution des efforts entre fixations Ă lâĂ©tat limite ultime
(1) Lorsquâun moment est appliquĂ© sur un assemblage, la distribution des sollicitations peut ĂȘtre soit linĂ©aire(câest-Ă -dire proportionnelle Ă la distance depuis le centre de rotation) soit plastique, (câest-Ă -dire que toute distri-bution qui est en Ă©quilibre est acceptable Ă condition que les rĂ©sistances des composants ne soient pas dĂ©pas-sĂ©es et que la ductilitĂ© des composants soit suffisante).
(2) Il convient dâappliquer la distribution Ă©lastique linĂ©aire des sollicitations dans les cas suivants :
â lorsquâon rĂ©alise une attache boulonnĂ©e rĂ©sistant au glissement, de catĂ©gorie C,
â dans les attaches en cisaillement lorsque la rĂ©sistance de calcul au cisaillement Fv,Rd dâune fixation est infĂ©-rieure Ă la rĂ©sistance de calcul en pression diamĂ©trale Fb,Rd,
â lorsque les attaches sont soumises Ă des chocs, des vibrations ou Ă une inversion dâeffort (Ă lâexception desactions de vent).
(3) Lorsquâun assemblage est soumis uniquement Ă un effort de cisaillement centrĂ©, lâeffort peut ĂȘtre considĂ©rĂ©comme uniformĂ©ment rĂ©parti entre les fixations, Ă condition que les dimensions et les classes des fixations soientidentiques.
3.13 Attaches par axes dâarticulation
3.13.1 Généralités
(1) Dans tous les cas oĂč des axes dâarticulation risquent de se dĂ©tacher, il convient de les immobiliser.
(2) Les attaches articulĂ©es pour lesquelles aucune rotation nâest exigĂ©e peuvent ĂȘtre calculĂ©es comme desattaches Ă un seul boulon, Ă condition que la longueur de lâaxe dâarticulation soit infĂ©rieure Ă 3 fois son diamĂštre,voir 3.6.1. Dans tous les autres cas, il convient de suivre la mĂ©thode donnĂ©e en 3.13.2.
(3) Dans une attache articulĂ©e, il convient que la gĂ©omĂ©trie de lâĂ©lĂ©ment non renforcĂ© muni dâun perçage des-tinĂ© Ă lâaxe dâarticulation satisfasse les exigences de dimensions donnĂ©es dans le Tableau 3.9.
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(4) Il convient que les barres articulĂ©es soient disposĂ©es de sorte Ă Ă©viter toute excentricitĂ© et soient de dimen-sions suffisantes pour transfĂ©rer les efforts au droit du trou de lâaxe Ă la barre loin de celui-ci.
3.13.2 Calcul des axes dâarticulation
(1) Les exigences de dimensionnement concernant les axes en rond plein sont données dans le Tableau 3.10.
(2) Il convient de calculer le moment exercĂ© dans un axe en prenant pour hypothĂšse que les piĂšces attachĂ©esconstituent des appuis simples. Il convient de supposer dâune façon gĂ©nĂ©rale que les rĂ©actions entre lâaxe et lespiĂšces attachĂ©es sont uniformĂ©ment rĂ©parties sur la longueur en contact sur chaque piĂšce comme indiquĂ© dansla Figure 3.11.
(3) Si lâaxe est prĂ©vu pour ĂȘtre remplaçable, outre les dispositions donnĂ©es en 3.13.1 Ă 3.13.2, il convient quela pression diamĂ©trale de contact satisfasse la condition :
... (3.14)
oĂč :
... (3.15)
... (3.16)
oĂč :
d diamĂštre de lâaxe dâarticulation ;
d0 diamĂštre du trou ;
FbEd,ser valeur de calcul de lâeffort Ă transmettre en pression diamĂ©trale, sous lâeffet de la combinaison caractĂ©-ristique relative aux Ă©tats limites de service.
Tableau 3.9 â Exigences gĂ©omĂ©triques pour les Ă©lĂ©ments articulĂ©s
Type A : Ăpaisseur donnĂ©e t
Type B : Géométrie donnée
aFEd cM0
2 t fy--------------------
2d0
3--------- : c
FEd cM0
2 t fy--------------------
d0
3------+â„+â„
t 0,7 FEd cM0
fy-------------------- : d0 2,5 tâ€â„
rh,Ed fh,Rdâ€
rh,Ed 0,591 E FbEd,ser d0 dââ â
â â
d2t
-------------------------------------------------=
fh,Rd 2,5fy cM6,serâ=
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Figure 3.11 â Moment flĂ©chissant exercĂ© dans un axe dâarticulation
Tableau 3.10 â CritĂšres de calcul pour les attaches articulĂ©es
Mode de ruine Exigences de calcul
RĂ©sistance au cisaillement de lâaxe
RĂ©sistance en pression diamĂ©trale de la plaque et de lâaxe
Si lâaxe est prĂ©vu pour ĂȘtre remplaçable, il convient que cette exigencesoit Ă©galement satisfaite
RĂ©sistance Ă la flexion de lâaxe
Si lâaxe est prĂ©vu pour ĂȘtre remplaçable, il convient que cette exigencesoit Ă©galement satisfaite
RĂ©sistance de lâaxe Ă une combinaison de cisaillement et de flexion
d diamĂštre de lâaxe dâarticulation
fy limite dâĂ©lasticitĂ© la plus faible de lâaxe ou de la piĂšce attachĂ©e
fup rĂ©sistance ultime en traction de lâaxe dâarticulation
fyp limite dâĂ©lasticitĂ© de lâaxe dâarticulation
t épaisseur de la piÚce attachée
A aire de lâaxe dâarticulation
Fv,Rd 0,6 A fup cM2â Fv,Edâ„=
Fb,Rd 1,5 t d fy cM0â Fb,Edâ„=
Fb,Rd,ser 0,6 t d fy cM6,serâ Fb,Ed,serâ„=
MRd 1,5 Wel fyp cM0â MEdâ„=
MRd,ser 0,8 Wel fyp cM6,serâ Fb,Ed,serâ„=
MEd
MRd-----------
2Fv,Ed
Fv,Rd-------------
2
1â€+
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4 Attaches soudées
4.1 Généralités
(1) Les dispositions donnĂ©es dans ce chapitre sâappliquent aux aciers de construction soudables conformes Ă lâEN 1993-1-1 et aux Ă©paisseurs de matĂ©riau de 4 mm et plus. Ces dispositions sâappliquent Ă©galement auxassemblages soudĂ©s dans lesquels les propriĂ©tĂ©s mĂ©caniques du mĂ©tal dâapport sont compatibles avec celles dumĂ©tal de base, voir 4.2.
Pour les soudures effectuĂ©es sur un matĂ©riau dâĂ©paisseur moindre, il convient de se reporter Ă lâEN 1993-1-3, etpour les soudures rĂ©alisĂ©es sur les profils creux de construction avec des Ă©paisseurs de 2,5 mm et plus, des dis-positions sont donnĂ©es en 7 de la prĂ©sente norme.
Pour le soudage de goujons, il convient de se reporter Ă lâEN 1994-1-1.
NOTE Des indications supplĂ©mentaires sur le soudage de goujons peuvent ĂȘtre trouvĂ©es dans lâEN ISO 14555 etdans lâEN ISO 13918.
(2)P Les soudures soumises Ă la fatigue doivent Ă©galement satisfaire aux principes donnĂ©s dans lâEN 1993-1-9.
(3) Le niveau de qualitĂ© C selon lâEN ISO 5817 est en gĂ©nĂ©ral requis, sauf spĂ©cification diffĂ©rente. Il convientque lâĂ©tendue des contrĂŽles soit spĂ©cifiĂ©e en faisant appel aux rĂšgles donnĂ©es en 1.2.7, Normes de RĂ©fĂ©rence :Groupe 7. Il convient de choisir le niveau de qualitĂ© des soudures conformĂ©ment Ă lâEN ISO 5817. Pour le niveaude qualitĂ© des soudures utilisĂ©es dans les structures soumises Ă la fatigue, voir lâEN 1993-1-9.
(4) Il convient d'Ă©viter lâarrachement lamellaire.
(5) Des recommandations concernant lâarrachement lamellaire sont donnĂ©es dans lâEN 1993-1-10.
4.2 Produits dâapport de soudage
(1) Il convient que tous les produits dâapport de soudage soient conformes aux normes appropriĂ©es spĂ©cifiĂ©esen 1.2.5, Normes de RĂ©fĂ©rence : Groupe 5.
(2) Il convient que les valeurs spĂ©cifiĂ©es de limite dâĂ©lasticitĂ©, de rĂ©sistance ultime en traction, dâallongement Ă la rupture et dâĂ©nergie minimale lors de lâessai de flexion par choc sur Ă©prouvette Charpy du mĂ©tal dâapport soientĂ©quivalentes ou supĂ©rieures aux valeurs spĂ©cifiĂ©es pour le mĂ©tal de base.
NOTE En gĂ©nĂ©ral, lâutilisation dâĂ©lectrodes de caractĂ©ristiques supĂ©rieures Ă celles des nuances dâacier assemblĂ©esplace du cĂŽtĂ© de la sĂ©curitĂ©.
4.3 Géométrie et dimensions
4.3.1 Type de soudure
(1) La prĂ©sente norme couvre le calcul des soudures dâangle, des soudures en entaille, des soudures bout Ă bout, des soudures en bouchon et des soudures sur bords tombĂ©s. Les soudures bout Ă bout peuvent ĂȘtre Ă pleinepĂ©nĂ©tration ou Ă pĂ©nĂ©tration partielle. Les soudures en entaille et les soudures en bouchon peuvent ĂȘtre rĂ©alisĂ©esdans des trous circulaires ou dans des trous oblongs.
(2) Les types dâassemblages et de soudures les plus courants sont illustrĂ©s dans lâEN 12345.
4.3.2 Soudures dâangle
4.3.2.1 Généralités
(1) Des soudures dâangle peuvent ĂȘtre utilisĂ©es pour lâassemblage de piĂšces lorsque les faces forment unangle compris entre 60° et 120°.
(2) Des angles inférieurs à 60° sont également autorisés. Cependant, dans ce cas, il convient que la souduresoit considérée comme une soudure bout à bout à pénétration partielle.
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(3) Pour les angles supĂ©rieurs Ă 120° il convient de dĂ©terminer la rĂ©sistance des soudures dâangle par desessais conformĂ©ment Ă lâEN 1990, Annexe D : dimensionnement assistĂ© par lâexpĂ©rimentation.
(4) Il convient que les soudures dâangle aboutissant aux extrĂ©mitĂ©s ou sur les cĂŽtĂ©s d'une piĂšce soient contour-nĂ©es avec la mĂȘme dimension, sur une distance au moins Ă©gale Ă deux fois le cĂŽtĂ© du cordon, sauf si lâaccĂšs oula configuration de lâassemblage rend cette opĂ©ration impossible.
NOTE Dans le cas de soudures discontinues, cette rĂšgle ne sâapplique quâau dernier cordon discontinu.
(5) Il convient que ces retours soient indiqués sur les plans.
(6) Pour lâexcentricitĂ© des soudures dâangle dâun seul cĂŽtĂ©, voir 4.12.
4.3.2.2 Soudures dâangle discontinues
(1) Il convient de ne pas utiliser des soudures dâangle discontinues en ambiance corrosive.
(2) Dans une soudure dâangle discontinue, il convient que les espacements (L1 ou L2) entre les extrĂ©mitĂ©s dechaque longueur de cordon Lw satisfassent les conditions donnĂ©es dans la Figure 4.1.
(3) Dans une soudure dâangle discontinue, il convient de prendre lâespacement (L1 ou L2) Ă©gal Ă la plus faibledes distances entre les extrĂ©mitĂ©s des soudures sur des cĂŽtĂ©s opposĂ©s et entre les extrĂ©mitĂ©s des soudures surun mĂȘme cĂŽtĂ©.
(4) Dans toute passe de soudure dâangle discontinue, il convient quâil existe toujours une longueur de soudureĂ chaque extrĂ©mitĂ© de la piĂšce attachĂ©e.
(5) Dans une barre composĂ©e oĂč les plats sont attachĂ©s par soudures dâangle discontinues, il convient de rĂ©a-liser une soudure dâangle continue sur chaque cĂŽtĂ© du plat Ă chaque extrĂ©mitĂ© sur une longueur au moins Ă©galeaux trois-quarts de la largeur du plat concernĂ© le plus Ă©troit (voir Figure 4.1).
4.3.3 Soudures en entaille
(1) Des soudures en entaille constituĂ©es de soudures dâangles rĂ©alisĂ©es dans des trous circulaires ou oblongs,peuvent ĂȘtre utilisĂ©es uniquement pour transmettre un cisaillement ou empĂȘcher le voilement ou la sĂ©paration depiĂšces superposĂ©es.
(2) Il convient que le diamĂštre dâun trou circulaire, ou la largeur dâun trou oblong, pour une soudure en entaille,ne soit pas infĂ©rieur Ă quatre fois lâĂ©paisseur de la piĂšce percĂ©e.
(3) Il convient que les extrĂ©mitĂ©s des trous oblongs soient semi-circulaires, sauf pour les extrĂ©mitĂ©s qui sâĂ©ten-dent jusquâau bord de la piĂšce concernĂ©e.
(4) Il convient que lâentraxe des soudures en entaille ne soit pas supĂ©rieur Ă la valeur nĂ©cessaire pour empĂȘ-cher le voilement local, voir Tableau 3.3.
4.3.4 Soudures bout Ă bout
(1) Une soudure bout Ă bout Ă pleine pĂ©nĂ©tration est dĂ©finie comme une soudure qui prĂ©sente une pĂ©nĂ©trationet une fusion complĂštes des mĂ©taux dâapport et de base sur la totalitĂ© de lâĂ©paisseur du joint.
(2) Une soudure bout Ă bout Ă pĂ©nĂ©tration partielle est dĂ©finie comme une soudure qui prĂ©sente une pĂ©nĂ©tra-tion dans le joint infĂ©rieure Ă la totalitĂ© de lâĂ©paisseur du mĂ©tal de base.
(3) Il convient de ne pas utiliser de soudures bout Ă bout discontinues.
(4) Pour lâexcentricitĂ© des soudures bout Ă bout Ă pĂ©nĂ©tration partielle dâun cĂŽtĂ©, voir 4.12.
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Lwe â„ min (0,75 b ; 0,75 b1)
Pour les barres composées tendues : L1 †min (16 t ; 16 t1 ; 200 mm)
Pour les barres composées comprimées ou en cisaillement : L2 †min (12 t ; 12 t1 ; 0,25 b ; 200 mm)
Figure 4.1 â Soudures dâangle discontinues
4.3.5 Soudures en bouchon
(1) Des soudures en bouchon peuvent ĂȘtre utilisĂ©es :
â pour transmettre du cisaillement,
â pour empĂȘcher le voilement ou la sĂ©paration de piĂšces superposĂ©es, et
â pour assembler entre eux les composants des barres composĂ©es,
mais il convient de ne pas les utiliser pour résister à un effort extérieur de traction.
(2) Il convient que le diamĂštre dâun trou circulaire, ou la largeur dâun trou oblong, pour une soudure en bouchon,soit supĂ©rieur dâau moins 8 mm Ă lâĂ©paisseur de la piĂšce percĂ©e.
(3) Il convient que les extrĂ©mitĂ©s des trous oblongs soient semi-circulaires ou bien possĂšdent des angles arron-dis selon un rayon au moins Ă©gal Ă lâĂ©paisseur de la piĂšce oĂč se trouve le trou oblong, sauf pour les extrĂ©mitĂ©squi sâĂ©tendent jusquâau bord de la piĂšce concernĂ©e.
(4) Il convient que lâĂ©paisseur dâune soudure en bouchon situĂ©e dans un mĂ©tal de base dâune Ă©paisseur Ă©galeou infĂ©rieure Ă 16 mm, soit Ă©gale Ă lâĂ©paisseur du mĂ©tal de base. Il convient que lâĂ©paisseur dâune soudure enbouchon situĂ©e dans un mĂ©tal de base dâune Ă©paisseur supĂ©rieure Ă 16 mm soit au moins Ă©gale Ă la moitiĂ© delâĂ©paisseur du mĂ©tal de base, sans ĂȘtre infĂ©rieure Ă 16 mm.
(5) Il convient que lâentraxe des soudures en bouchon ne soit pas supĂ©rieur Ă la valeur nĂ©cessaire pour empĂȘ-cher le voilement local, voir Tableau 3.3.
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4.3.6 Soudures sur bords tombés
(1) Pour les barres pleines, la gorge efficace de calcul des soudures sur bords tombés, lorsque celles-ci sontarasées par rapport à la surface de la section pleine des barres, est définie dans la Figure 4.2. La définition de lagorge de calcul des soudures sur bords tombés pour les profils creux rectangulaires est donnée en 7.3.1(7).
Figure 4.2 â Gorge utile des soudures sur bords tombĂ©s pour les sections pleines
4.4 Soudures avec fourrures
(1) Dans le cas de soudures rĂ©alisĂ©es avec fourrures, il convient que les fourrures soient arasĂ©es par rapportau bord de la piĂšce devant ĂȘtre soudĂ©e.
(2) Lorsque deux piĂšces attachĂ©es par soudage sont sĂ©parĂ©es par des fourrures dâune Ă©paisseur infĂ©rieure aupied du cordon nĂ©cessaire pour transmettre lâeffort, il convient dâaugmenter la longueur de cĂŽtĂ© exigĂ©e dâunevaleur Ă©gale Ă lâĂ©paisseur de la fourrure.
(3) Lorsque deux piĂšces attachĂ©es par soudage sont sĂ©parĂ©es par des fourrures dâune Ă©paisseur Ă©gale ousupĂ©rieure au pied de cordon nĂ©cessaire pour transmettre lâeffort, il convient que chacune des piĂšces soit atta-chĂ©e Ă la fourrure par une soudure capable de transmettre lâeffort de calcul.
4.5 RĂ©sistance de calcul dâune soudure dâangle
4.5.1 Longueur des soudures
(1) Il convient de prendre la longueur efficace dâune soudure dâangle leff Ă©gale Ă la longueur sur laquelle la sou-dure possĂšde sa pleine Ă©paisseur. Cela peut ĂȘtre pris comme la longueur totale de la soudure rĂ©duite de deux foisla gorge utile a. Sous rĂ©serve que la soudure possĂšde sa pleine Ă©paisseur sur toute sa longueur, y compris sesextrĂ©mitĂ©s, il nâest pas nĂ©cessaire dâopĂ©rer une rĂ©duction de la longueur efficace pour le dĂ©but ou pour la fin dela soudure.
(2) Pour supporter un effort, il convient de ne pas prĂ©voir de soudure dâangle dâune longueur efficace infĂ©rieureĂ 30 mm ou infĂ©rieure Ă 6 fois son Ă©paisseur de gorge, en prenant la plus grande de ces deux valeurs.
4.5.2 Gorge utile
(1) Il convient que la gorge utile, a, dâune soudure dâangle, soit prise Ă©gale Ă la hauteur du plus grand triangle(Ă cĂŽtĂ©s Ă©gaux ou inĂ©gaux) pouvant sâinscrire Ă lâintĂ©rieur des faces Ă souder et de la surface de la soudure, mesu-rĂ©e perpendiculairement au cĂŽtĂ© extĂ©rieur de ce triangle, voir Figure 4.3.
(2) Il convient que la gorge utile dâune soudure dâangle ne soit pas infĂ©rieure Ă 3 mm.
(3) Pour la dĂ©termination de la rĂ©sistance dâune soudure dâangle Ă forte pĂ©nĂ©tration, lâaugmentation de la gorgepeut ĂȘtre prise en compte, voir Figure 4.4, Ă condition que des essais prĂ©liminaires montrent que la pĂ©nĂ©trationnĂ©cessaire peut ĂȘtre effectivement rĂ©alisĂ©e.
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Figure 4.3 â Gorge dâune soudure dâangle
Figure 4.4 â Gorge dâune soudure dâangle Ă forte pĂ©nĂ©tration
4.5.3 RĂ©sistance des soudures dâangles
4.5.3.1 Généralités
(1) Il convient de dĂ©terminer la rĂ©sistance de calcul dâune soudure dâangle soit par la mĂ©thode directionnelledonnĂ©e en 4.5.3.2 soit par la mĂ©thode simplifiĂ©e donnĂ©e en 4.5.3.3.
4.5.3.2 MĂ©thode directionnelle
(1) Dans cette mĂ©thode, les forces transmises par une longueur unitaire de soudure sont dĂ©composĂ©es encomposants parallĂšles et transversaux Ă lâaxe longitudinal de la soudure et perpendiculaires et transversaux auplan de sa gorge.
(2) Il convient de prendre lâaire de gorge de calcul Aw Ă©gale Ă Aw = ÎŁaleff.
(3) Il convient de supposer que lâemplacement de lâaire de gorge de calcul est concentrĂ© Ă la racine.
(4) Il est supposé une distribution uniforme des contraintes dans la section de gorge de la soudure, ce quiconduit aux contraintes normales et aux contraintes de cisaillement illustrées par la Figure 4.5, comme suit :
âą contrainte normale perpendiculaire Ă la gorge ;
âą rââ contrainte normale parallĂšle Ă lâaxe de la soudure ;
âą contrainte tangente (dans le plan de la gorge) perpendiculaire Ă lâaxe de la soudure ;
âą sââ contrainte tangente (dans le plan de la gorge) parallĂšle Ă lâaxe de la soudure.
Figure 4.5 â Contraintes exercĂ©es sur la section de gorgedâune soudure dâangle
râ„
sâ„
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(5) La contrainte normale rââ parallĂšle Ă lâaxe nâest pas prise en considĂ©ration pour la vĂ©rification de la rĂ©sistancede la soudure.
(6) La rĂ©sistance de la soudure dâangle sera suffisante si les deux conditions suivantes sont satisfaites :
[râ„2 + 3 (sâ„2 + s||2)] 0,5 †fu / (bw cM2 ) et r℠†0,9 fu / cM2 ... (4.1)
oĂč :
fu résistance nominale ultime à la traction de la piÚce assemblée la plus faible ;
bw facteur de corrélation approprié pris dans le Tableau 4.1.
(7) Il convient que les soudures réalisées entre des piÚces de nuances différentes soient calculées en utilisantles propriétés de la nuance la plus faible.
4.5.3.3 MĂ©thode simplifiĂ©e pour la rĂ©sistance des soudures dâangle
(1) Comme alternative Ă 4.5.3.2, la rĂ©sistance dâune soudure dâangle peut ĂȘtre supposĂ©e appropriĂ©e si, en cha-que point de sa longueur, la rĂ©sultante de tous les efforts par unitĂ© de longueur transmis par la soudure satisfaitle critĂšre suivant :
... (4.2)
oĂč :
Fw,Ed valeur de calcul de lâeffort exercĂ© dans la soudure par unitĂ© de longueur ;
Fw,Rd résistance de calcul de la soudure par unité de longueur.
(2) IndĂ©pendamment de lâorientation du plan de gorge de la soudure par rapport Ă l'effort, il convient de dĂ©ter-miner la rĂ©sistance de calcul par unitĂ© de longueur Fw,Rd au moyen de lâexpression :
... (4.3)
oĂč :
fvw,d résistance de calcul au cisaillement de la soudure.
Tableau 4.1 â Facteur de corrĂ©lation bw pour les soudures dâangle
Norme et nuance dâacier Facteurde corrĂ©lation bwEN 10025 EN 10210 EN 10219
S 235
S 235 WS 235 H S 235 H 0,8
S 275
S 275 N/NL
S 275 M/ML
S 275 H
S 275 NH/NLH
S 275 H
S 275 NH/NLH
S 275 MH/MLH
0,85
S 355
S 355 N/NL
S 355 M/ML
S 355 W
S 355 H
S 355 NH/NLH
S 355 H
S 355 NH/NLH
S 355 MH/MLH
0,9
S 420 N/NL
S 420 M/MLS 420 MH/MLH 1,0
S 460 N/NL
S 460 M/ML
S 460 Q/QL/QL1
S 460 NH/NLHS 460 NH/NLH
S 460 MH/MLH1,0
Fw,Ed Fw,Rdâ€
Fw,Rd fvw,d= a
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(3) Il convient de dĂ©terminer la rĂ©sistance de calcul au cisaillement fvw,d de la soudure au moyen de lâexpression :
... (4.4)
oĂč :
fu et bw sont définis en 4.5.3.2(6).
4.6 RĂ©sistance de calcul des soudures en entaille
(1) Il convient de dĂ©terminer la rĂ©sistance de calcul dâune soudure en entaille au moyen de lâune des mĂ©thodesdonnĂ©es en 4.5.
4.7 RĂ©sistance de calcul des soudures bout Ă bout
4.7.1 Soudures bout à bout à pleine pénétration
(1) Il convient de prendre la rĂ©sistance de calcul dâune soudure bout Ă bout Ă pleine pĂ©nĂ©tration Ă©gale Ă la rĂ©sis-tance de calcul de la plus faible des piĂšces assemblĂ©es, Ă condition que la soudure soit rĂ©alisĂ©e au moyen dâunmĂ©tal dâapport qui permette dâobtenir des Ă©prouvettes de traction entiĂšrement soudĂ©es possĂ©dant une limitedâĂ©lasticitĂ© et une rĂ©sistance Ă la traction minimales au moins Ă©gales Ă celles spĂ©cifiĂ©es pour le mĂ©tal de base.
4.7.2 Soudures bout à bout à pénétration partielle
(1) Il convient de dĂ©terminer la rĂ©sistance dâune soudure bout Ă bout Ă pĂ©nĂ©tration partielle au moyen de lamĂ©thode donnĂ©e en 4.5.2 (3) pour une soudure dâangle Ă forte pĂ©nĂ©tration.
(2) Il convient que lâĂ©paisseur de gorge pour une soudure bout Ă bout Ă pĂ©nĂ©tration partielle ne soit pas prisesupĂ©rieure Ă la profondeur de pĂ©nĂ©tration pouvant ĂȘtre obtenue de façon constante, voir 4.5.2 (3).
4.7.3 Assemblages bout Ă bout en T
(1) La rĂ©sistance dâun assemblage bout Ă bout en T, composĂ© de deux soudures bout Ă bout Ă pĂ©nĂ©tration par-tielle renforcĂ©e par des soudures dâangle, peut ĂȘtre dĂ©terminĂ©e comme pour une soudure bout Ă bout Ă pleinepĂ©nĂ©tration (voir 4.7.1) si lâĂ©paisseur de gorge nominale totale, excluant le talon non soudĂ©, nâest pas infĂ©rieure Ă lâĂ©paisseur t de la piĂšce formant lâĂąme de lâassemblage en T, et Ă condition que le talon non soudĂ© ne soit passupĂ©rieur Ă la plus petite de ces deux valeurs (t/5) ou 3 mm, voir Figure 4.6.
(2) Il convient de dĂ©terminer la rĂ©sistance dâun assemblage bout Ă bout en T qui ne satisfait pas les exigencesdonnĂ©es en 4.7.3 (1) au moyen de la mĂ©thode donnĂ©e en 4.5 pour une soudure dâangle ou pour une souduredâangle Ă forte pĂ©nĂ©tration, selon lâimportance de la pĂ©nĂ©tration. Il convient de dĂ©terminer lâĂ©paisseur de gorgeconformĂ©ment aux dispositions donnĂ©es pour les soudures dâangle (voir 4.5.2) ou pour les soudures bout Ă boutĂ pĂ©nĂ©tration partielle (voir 4.7.2) selon le cas.
anom,1 + anom,2 â„ t
cnom †min (t/5 ; 3 mm)
Figure 4.6 â Pleine pĂ©nĂ©tration efficace des soudures bout Ă bout en T
fvw,dfu 3âbwcM2----------------=
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4.8 RĂ©sistance de calcul des soudures en bouchon
(1) Il convient de prendre la rĂ©sistance de calcul Fw,Rd dâune soudure en bouchon (voir 4.3.5) Ă©gale :
... (4.5)
oĂč :
fvw,d est la rĂ©sistance au cisaillement de calcul dâune soudure donnĂ©e en 4.5.3.3 (3) ;
Aw est lâaire de gorge de calcul quâil convient de prendre Ă©gale Ă lâaire du trou.
4.9 Distribution des forces
(1) La distribution des efforts dans une attache soudĂ©e peut ĂȘtre calculĂ©e sur lâhypothĂšse dâun comportementĂ©lastique ou plastique conformĂ©ment aux dispositions donnĂ©es en 2.4 et 2.5.
(2) Il est acceptable de prendre pour hypothÚse une distribution simplifiée des efforts dans les soudures.
(3) Il nâest pas nĂ©cessaire dâinclure les contraintes rĂ©siduelles et les contraintes non liĂ©es Ă la transmission desefforts dans la vĂ©rification de la rĂ©sistance dâune soudure. Ceci sâapplique particuliĂšrement Ă la contrainte normaleparallĂšle Ă lâaxe dâune soudure.
(4) Il convient que les assemblages soudés soient calculés pour posséder une capacité de déformation appro-priée. Cependant, il convient de ne pas compter sur la ductilité des soudures.
(5) Dans les assemblages oĂč des rotules plastiques sont susceptibles de se former, il convient que les soudu-res soient calculĂ©es de sorte Ă possĂ©der une rĂ©sistance de calcul au moins Ă©gale Ă celle de la plus faible despiĂšces assemblĂ©es.
(6) Dans les autres assemblages oĂč une capacitĂ© de dĂ©formation pour la rotation de lâassemblage est exigĂ©een raison de la possibilitĂ© de dĂ©formations importantes sous contraintes, les soudures doivent prĂ©senter une rĂ©sis-tance suffisante pour ne pas se rompre avant quâune plastification gĂ©nĂ©rale se produise dans le mĂ©tal de baseadjacent.
(7) Si la rĂ©sistance de calcul dâune soudure discontinue est dĂ©terminĂ©e au moyen de la longueur totale ltot, ilconvient de multiplier lâeffort tranchant exercĂ© sur la soudure par unitĂ© de longueur Fw,Ed par le facteur (e + l)/l,voir Figure 4.7.
Figure 4.7 â Calcul des efforts exercĂ©s sur les soudures discontinues
4.10 Attaches sur des semelles non raidies
(1) Lorsquâun plat (ou une semelle de poutre) est soudĂ© sur la semelle non raidie dâune section en I, en H ouautre, voir Figure 4.8, et Ă condition que le critĂšre donnĂ© en 4.10 (3) soit satisfait, il convient que la force appliquĂ©eperpendiculairement Ă la semelle non raidie n'excĂšde aucune des rĂ©sistances appropriĂ©es parmi les suivantes :
â celle de l'Ăąme du profil receveur en I ou H, donnĂ©e en 6.2.6.2 ou 6.2.6.3 selon le cas ;
â celle d'un plat transversal sur un profil RHS, donnĂ©e au Tableau 7.13 ;
â celle de la semelle receveuse, donnĂ©e par l'expression (6.20) de 6.2.6.4.3 (1) et calculĂ©e en supposant la forceappliquĂ©e rĂ©partie sur une largeur efficace de semelle, beff, donnĂ©e en 4.10 (2) ou 4.10 (4) selon le cas.
Fw,Rd fvw,d Aw=
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Figure 4.8 â Largeur efficace dâun assemblage en T non raidi
(2) Pour une section en I ou H non raidie, il convient de calculer la largeur efficace beff au moyen de :
... (4.6 a)
oĂč :
mais k †1 ... (4.6 b)
fy,f limite dâĂ©lasticitĂ© de la semelle de la section en I ou H ;
fy,p limite dâĂ©lasticitĂ© du plat soudĂ© sur la section en I ou H.
Il convient de calculer la dimension s au moyen des expressions :
â pour une section en I ou H laminĂ©e : s = r ... (4.6 c)
â pour une section en I ou H reconstituĂ©e soudĂ©e : s = ... (4.6 d)
(3) Pour une semelle non raidie de section en I ou H, il convient que le critĂšre suivant soit satisfait :
... (4.7)
oĂč :
fu,p résistance ultime de la plaque soudée sur la section en I ou H ;
bp largeur de la plaque soudée sur la section en I ou H.
Dans le cas contraire, il convient que lâassemblage soit raidi.
(4) Pour dâautres sections comme les sections en caisson ou les sections en U oĂč la largeur de la plaque attachĂ©eest assimilable Ă la largeur de la semelle, il convient de calculer la largeur efficace beff au moyen de lâexpression :
... (4.8)
NOTE Pour les profils creux, voir Tableau 7.13.
(5) MĂȘme si beff †bp, il convient que les soudures qui attachent la plaque sur la semelle soient calculĂ©es afinde rĂ©sister Ă un effort Ă©gal Ă la rĂ©sistance de la plaque bp tp fy,P/cM0 en considĂ©rant une distribution uniforme descontraintes.
4.11 Assemblages longs
(1) Dans les assemblages Ă recouvrement, il convient de rĂ©duire la rĂ©sistance de calcul dâune soudure dâangleen la multipliant par un coefficient rĂ©ducteur bLw afin de prendre en compte les effets de la distribution non uni-forme des contraintes sur sa longueur.
(2) Les dispositions donnĂ©es en 4.1.1 ne sâappliquent pas lorsque la distribution des contraintes sur la longueurde la soudure correspond Ă la distribution des contraintes dans le mĂ©tal de base adjacent comme, par exemple,dans le cas dâune soudure entre la semelle et lâĂąme dâune poutre Ă Ăąme pleine.
beff tw 2s 7ktf+ +=
k tf tpââ â â â fy,f fy,pââ â
â â=
2 a
beff fy,p fu,pââ â â â bpâ„
beff 2tw 5tf+= mais beff 2tw 5ktf+â€
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(3) Dans les assemblages Ă recouvrement dâune longueur supĂ©rieure Ă 150a il convient de prendre le coeffi-cient rĂ©ducteur bLw Ă©gal Ă bLw,1 donnĂ© par lâexpression :
mais bLw,1 †1,0 ... (4.9)
oĂč :
Lj longueur hors tout du recouvrement dans le sens de la transmission des efforts.
(4) Pour les soudures dâangle dâune longueur supĂ©rieure Ă 1,7 mĂštres servant Ă attacher les raidisseurs trans-versaux dans des barres Ă Ăąme pleine, le coefficient rĂ©ducteur bLw peut ĂȘtre pris Ă©gal Ă bLw,2 donnĂ© par :
mais bLw,2 †1,0 et bLw,2 ℠0,6 ... (4.10)
oĂč :
Lw longueur de la soudure (en mĂštres).
4.12 Cordons d'angle uniques ou soudures bout Ă bout dâun seul cĂŽtĂ© Ă pĂ©nĂ©tration partiellesoumis Ă une charge excentrĂ©e
(1) Il convient d'éviter les excentricités locales dans la mesure du possible.
(2) Il convient de prendre en compte lâexcentricitĂ© locale (par rapport Ă la ligne dâaction de lâeffort devant ĂȘtresupportĂ©e) dans les cas suivants :
â lorsquâun moment flĂ©chissant transmis selon lâaxe longitudinal de la soudure produit une traction au niveau dutalon de la soudure, voir Figure 4.9 (a) ;
â lorsquâun effort de traction transmis perpendiculairement Ă lâaxe longitudinal de la soudure produit un momentflĂ©chissant au niveau du talon de la soudure, voir Figure 4.9 (b).
(3) Il nâest pas nĂ©cessaire de prendre en compte lâexcentricitĂ© locale si une soudure fait partie dâun ensemblede soudures sur le pĂ©rimĂštre dâun profil creux de construction.
Figure 4.9 â Cordons dâangle uniques et soudures bout Ă bout Ă pĂ©nĂ©tration partielle dâun seul cĂŽtĂ©
4.13 CorniÚres attachées par une seule aile
(1) Pour les corniĂšres attachĂ©es par une seule aile, lâexcentricitĂ© dans les assemblages dâextrĂ©mitĂ© Ă recou-vrement peut ĂȘtre prise en compte en adoptant une aire de section transversale efficace puis en traitant la barrecomme soumise Ă une charge centrĂ©e.
(2) Pour une corniĂšre Ă ailes Ă©gales ou une corniĂšre Ă ailes inĂ©gales attachĂ©e par la plus grande aile, lâaireefficace peut ĂȘtre prise Ă©gale Ă lâaire brute.
(3) Pour une corniĂšre Ă ailes inĂ©gales attachĂ©e par la plus petite aile, il convient de prendre lâaire efficace Ă©galeĂ lâaire de la section transversale brute dâune corniĂšre Ă ailes Ă©gales Ă©quivalente possĂ©dant des ailes de dimen-sions Ă©gales Ă celles de la plus petite aile, pour la dĂ©termination de la rĂ©sistance de calcul de la section transver-sale, voir lâEN 1993-1-1. Cependant, pour la dĂ©termination de la rĂ©sistance de calcul au flambement dâune barrecomprimĂ©e (voir lâEN 1993-1-1), il convient dâutiliser lâaire de la section brute rĂ©elle.
(a) Un moment fléchissant produit une tractionau niveau du talon de la soudure
(b) Un effort de traction produit une tractionau niveau du talon de la soudure
bLw,1 1,2 0,2Ljâ 150a( )â=
bLw,2 1,1 Lwâ 17â=
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4.14 Soudage dans les zones formées à froid
(1) Le soudage peut ĂȘtre effectuĂ© dans une plage de longueur Ă©gale Ă 5t de part et dâautre dâune zone formĂ©eĂ froid, voir Tableau 4.2, Ă condition que lâune des conditions suivantes soit satisfaite :
â les zones formĂ©es Ă froid sont normalisĂ©es aprĂšs formage Ă froid mais avant soudage ;
â le rapport r/t satisfait la valeur appropriĂ©e prise dans le Tableau 4.2.
NOTE Les sections creuses formĂ©es Ă froid, conformĂ©ment Ă l'EN 10219, qui ne satisfont pas aux limites donnĂ©es dansle Tableau 4.2, peuvent ĂȘtre supposĂ©es satisfaire Ă ces limites si leur Ă©paisseur ne dĂ©passe pas 12,5 mm, si elles sont enacier calmĂ© Ă l'aluminium et prĂ©sentent une qualitĂ© J2H, K2H, MH, MLH, NH ou NLH et en outre satisfont Ă C †0,18 %,P †0,020 % et S †0,012 %.
Dans d'autres cas, le soudage n'est autorisĂ© qu'Ă une distance de 5t des angles s'il peut ĂȘtre dĂ©montrĂ© par des essais quele soudage est autorisĂ© pour cette application particuliĂšre.
5 Analyse, classification et modélisation
5.1 Analyse globale
5.1.1 Généralités
(1) Dâune maniĂšre gĂ©nĂ©rale, il convient de prendre en compte les effets du comportement des assemblagessur la distribution des sollicitations dans la structure et ses dĂ©formations globales, mais ces effets peuvent ĂȘtrenĂ©gligĂ©s lorsquâils sont suffisamment faibles.
(2) Pour identifier si les effets du comportement des assemblages sur lâanalyse doivent ĂȘtre pris en compte,une distinction peut ĂȘtre faite entre trois modĂšles simplifiĂ©s dâassemblages de la façon suivante :
â articulĂ©, oĂč lâon peut supposer que lâassemblage ne transmet pas de moments flĂ©chissants ;
â continu, oĂč lâon peut supposer que le comportement des assemblages nâa aucun effet sur lâanalyse ;
â semi-continu, oĂč le comportement de lâassemblage nĂ©cessite une prise en compte dans lâanalyse.
Tableau 4.2 â Conditions pour le soudage dans les zones formĂ©es Ă froid et le matĂ©riau adjacent
r/tDĂ©formation due
au formage Ă froid (%)
Ăpaisseur maximum (mm)
En général Acier calmé totalement
Ă lâaluminium
(Al â„ 0,02 %)
Chargement statique
prédominant
Fatigue prédominante
℠25 †2 quelconque quelconque quelconque
℠10 †5 quelconque 16 quelconque
℠3,0 †14 24 12 24
℠2,0 †20 12 10 12
℠1,5 †25 8 8 10
℠1,0 †33 4 4 6
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(3) Il convient de dĂ©terminer le type de modĂšle dâassemblage appropriĂ© Ă partir du Tableau 5.1, en fonction dela classification de lâassemblage et de la mĂ©thode dâanalyse choisie.
(4) La loi de comportement moment-rotation de calcul dâun assemblage utilisĂ©e dans lâanalyse peut ĂȘtre sim-plifiĂ©e en adoptant toute courbe appropriĂ©e, y compris par linĂ©arisation (par ex. courbe de comportement bilinĂ©aireou trilinĂ©aire), Ă condition que la courbe approchĂ©e se situe totalement au-dessous de la courbe moment-rotationde calcul.
5.1.2 Analyse globale Ă©lastique
(1) Il convient de classer les assemblages en fonction de leur rigidité en rotation, voir 5.2.2.
(2) Il convient que les assemblages possĂšdent une rĂ©sistance suffisante pour transmettre les sollicitations agis-sant Ă leur niveau et calculĂ©es par lâanalyse.
(3) Dans le cas dâun assemblage semi-rigide, il convient dâune maniĂšre gĂ©nĂ©rale dâutiliser dans lâanalyse la rigi-ditĂ© en rotation Sj correspondant au moment flĂ©chissant Mj,Ed. Si Mj,Ed nâexcĂšde pas 2/3 Mj,Rd la rigiditĂ© en rotationinitiale Sj,ini peut ĂȘtre utilisĂ©e dans lâanalyse globale, voir Figure 5.1 (a).
(4) Comme simplification des dispositions donnĂ©es en 5.1.2 (3), la rigiditĂ© en rotation peut ĂȘtre prise Ă©gale Ă Sj,ini /g dans lâanalyse, pour toutes les valeurs du moment Mj,Ed, comme indiquĂ© dans la Figure 5.1 (b) oĂč g est lecoefficient de modification de rigiditĂ© pris dans le Tableau 5.2.
(5) Pour les assemblages de sections en H ou I, Sj est donnée en 6.3.1.
Figure 5.1 â RigiditĂ© en rotation Ă utiliser dans lâanalyse globale Ă©lastique
Tableau 5.1 â Types de modĂšles dâassemblages
MĂ©thode dâanalyse globale
Classification de lâassemblage
Ălastique Nominalement articulĂ© Rigide Semi-rigide
Rigide-plastique Nominalement articulé Pleine résistance Résistance partielle
Ălasto-plastique Nominalement articulĂ© Rigide et pleine rĂ©sistance
Semi-rigide et résistance partielle
Semi-rigide et pleine résistance
Rigide et résistance partielle
Type de modĂšle dâassemblage
Articulé Continu Semi-continu
a) Mj,Ed †2/3 Mj,Rd b) Mj,Ed †Mj,Rd
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5.1.3 Analyse globale rigide-plastique
(1) Il convient de classer les assemblages en fonction de leur résistance, voir 5.2.3.
(2) Pour les assemblages de profils en H ou I, Mj,Rd est donné en 6.2.
(3) Pour les assemblages de profils creux, la mĂ©thode donnĂ©e en section 7 peut ĂȘtre utilisĂ©e.
(4) Il convient que la capacitĂ© de rotation dâun assemblage soit suffisante par rapport aux rotations calculĂ©espar lâanalyse.
(5) Pour les assemblages de sections en H ou I, il convient de vérifier la capacité de rotation conformémentaux dispositions données en 6.4.
5.1.4 Analyse globale Ă©lasto-plastique
(1) Il convient de classer les assemblages en fonction de leur rigidité (voir 5.2.2) et de leur résistance (voir 5.2.3).
(2) Pour les assemblages de profils en H ou I, Mj,Rd est donnĂ© en 6.2, Sj en 6.3.1 et ÏCd en 6.4.
(3) Pour les assemblages de profils creux, la mĂ©thode donnĂ©e en section 7 peut ĂȘtre utilisĂ©e.
(4) Il convient de prendre en compte la loi moment-rotation des assemblages pour déterminer la distributiondes sollicitations.
(5) Par simplification, la loi moment-rotation de calcul bilinĂ©aire indiquĂ©e dans la Figure 5.2 peut ĂȘtre adoptĂ©e.Il convient de prendre le coefficient de modification de rigiditĂ© g dans le Tableau 5.2.
Figure 5.2 â Loi de calcul moment-rotation bilinĂ©aire simplifiĂ©e
5.1.5 Analyse globale des poutres Ă treillis
(1) Les dispositions donnĂ©es en 5.1.5 sâappliquent aux structures dont les assemblages sont vĂ©rifiĂ©s confor-mĂ©ment Ă 7.
(2) La distribution des efforts normaux dans une poutre Ă treillis peut ĂȘtre dĂ©terminĂ©e en prenant pour hypo-thĂšse que les barres sont attachĂ©es par des assemblages articulĂ©s (voir Ă©galement 2.7).
Tableau 5.2 â Coefficient de modification de rigiditĂ© g
Type dâattacheAssemblages poutre-poteau
Autres types dâassemblages (poutre-poutre, continuitĂ© de poutre, pied de poteau)
Soudée 2 3
Platines dâabout boulonnĂ©es 2 3
CorniÚres de semelle boulonnées 2 3,5
Platines dâassise â 3
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(3) Les moments secondaires au niveau des assemblages, provoquĂ©s par la rigiditĂ© de rotation de ces der-niers, peuvent ĂȘtre nĂ©gligĂ©s Ă la fois dans le calcul des barres et dans le calcul des assemblages, Ă condition queles deux conditions suivantes soient satisfaites :
â la gĂ©omĂ©trie de lâassemblage est dans le domaine de validitĂ© spĂ©cifiĂ© dans le Tableau 7.1, le Tableau 7.8, leTableau 7.9 ou le Tableau 7.20 selon le cas ;
â le rapport de la longueur dâĂ©pure Ă la hauteur de la barre dans le plan de la poutre Ă treillis nâest pas infĂ©rieurĂ la valeur minimale appropriĂ©e. Pour les structures de bĂątiments, la valeur minimale appropriĂ©e peut ĂȘtre sup-posĂ©e Ă©gale Ă 6. Des valeurs supĂ©rieures peuvent sâappliquer dans dâautres parties de lâEN 1993.
â l'excentricitĂ© se situe dans les limites spĂ©cifiĂ©es en 5.1.5(5).
(4) Il convient que les moments provoquĂ©s par les charges transversales (dans le plan ou hors du plan) appli-quĂ©es entre les nĆuds de treillis soient pris en compte dans le calcul des barres, sous rĂ©serve que les conditionsdonnĂ©es en 5.1.5 (3) soient satisfaites :
â les barres de treillis peuvent ĂȘtre considĂ©rĂ©es comme articulĂ©es sur les membrures, de sorte quâil nâest pasnĂ©cessaire de rĂ©partir dans ces barres les moments provoquĂ©s par les charges transversales appliquĂ©es auxmembrures, et vice versa ;
â les membrures peuvent ĂȘtre considĂ©rĂ©es comme Ă©tant des poutres continues, simplement appuyĂ©es auniveau des nĆuds de treillis.
(5) Les moments provoquĂ©s par les excentricitĂ©s peuvent ĂȘtre nĂ©gligĂ©s dans le calcul des barres de treillis etdans les barres de membrure tendues. Ils peuvent Ă©galement ĂȘtre nĂ©gligĂ©s dans le calcul des attaches si lesexcentricitĂ©s se situent dans les limites suivantes :
âą ... (5.1 a)
âą ... (5.1 b)
oĂč :
e excentricité définie dans la Figure 5.3 ;
d0 diamĂštre de la membrure ;
h0 hauteur de la membrure, dans le plan de la poutre Ă treillis.
(6) Lorsque les excentricitĂ©s se situent dans les limites donnĂ©es en 5.1.5 (5), il convient que les momentsprovoquĂ©s par les excentricitĂ©s soient pris en compte dans le calcul des barres de membrure comprimĂ©es. Dansce cas, il convient que les moments produits par lâexcentricitĂ© soient rĂ©partis entre les barres de membrurecomprimĂ©es de part et dâautre de lâassemblage, sur la base de leurs coefficients de rigiditĂ© relative I/L, oĂč L est lalongueur dâĂ©pure de la barre, mesurĂ©e entre nĆuds de treillis.
(7) Lorsque les excentricitĂ©s se situent hors des limites donnĂ©es en 5.1.5 (5), il convient que les moments pro-voquĂ©s par les excentricitĂ©s soient pris en compte dans le calcul des assemblages et des barres. Dans ce cas, ilconvient que les moments produits par lâexcentricitĂ© soient rĂ©partis entre toutes les barres de lâassemblage, surla base de leurs coefficients de rigiditĂ© relative I/L.
(8) Il convient que les contraintes exercées dans une membrure et provoquées par les moments pris encompte dans le calcul de la membrure soient également prises en compte dans la détermination des facteurs km,kn et kp utilisés dans le calcul des assemblages, voir Tableau 7.2 à Tableau 7.5, Tableau 7.10 et Tableau 7.12 à Tableau 7.14.
Les cas oĂč il convient de prendre en compte les moments sont rĂ©sumĂ©s dans le Tableau 5.1.
0,55 d0 e 0,25 d0†â€
0,55 h0 e 0,25 h0†â€
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Figure 5.3 â ExcentricitĂ© des assemblages
5.2 Classification des assemblages
5.2.1 Généralités
(1) Il convient que les dispositions constructives de tous les assemblages soient cohérentes avec les hypothÚ-ses prises dans la méthode de calcul considérée, sans affecter de façon défavorable une autre partie quelconquede la structure.
(2) Les assemblages peuvent ĂȘtre classĂ©s par rigiditĂ© (voir 5.2.2.) et par rĂ©sistance (voir 5.2.3.).
NOTE L'Annexe Nationale peut donner des informations complémentaires à cela, par exemple à la rÚgle 5.2.2.1 (2).
5.2.2 Classification par rigidité
5.2.2.1 Généralités
(1) Un assemblage peut ĂȘtre classĂ© comme rigide, nominalement articulĂ© ou semi-rigide en fonction de sa rigiditĂ©en rotation, en comparant sa rigiditĂ© en rotation initiale Sj,ini avec les limites de classification donnĂ©es en 5.2.2.5.
NOTE Les rÚgles pour la détermination de Sj,ini pour les assemblages de profils en H ou I sont données en 6.3.1. LesrÚgles pour la détermination de Sj,ini pour les assemblages de profils creux ne sont pas données dans la présentenorme.
(2) Un assemblage peut ĂȘtre classĂ© sur la base de rĂ©sultats expĂ©rimentaux, dâune expĂ©rience significative decomportement satisfaisant dans des cas similaires prĂ©cĂ©demment rencontrĂ©s, ou par des calculs fondĂ©s sur desrĂ©sultats dâessais.
Tableau 5.3 â Prise en compte des moments flĂ©chissants
Type de composantSource du moment fléchissant
Effets secondaires Chargement transversal Excentricité
Membrure comprimée
Non, si 5.1.5 (3) est satisfait
Oui
Oui
Membrure tendue Non, si 5.1.5 (3) et (5) est satisfait
Barre de treillis Non, si 5.1.5 (3) et (5) est satisfait
Assemblage Non, si 5.1.5 (3) et (5) est satisfait
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5.2.2.2 Assemblages nominalement articulés
(1) Il convient qu'un assemblage nominalement articulĂ© soit capable de transmettre les efforts sans dĂ©velopperde moments significatifs susceptibles dâaffecter dĂ©favorablement les barres ou la structure dans son ensemble.
(2) Il convient qu'un assemblage nominalement articulĂ© soit capable de supporter les rotations rĂ©sultant delâeffet des charges de calcul.
5.2.2.3 Assemblages rigides
(1) Les assemblages classĂ©s comme rigides peuvent ĂȘtre considĂ©rĂ©s comme possĂ©dant une rigiditĂ© en rota-tion suffisante pour justifier une analyse basĂ©e sur une continuitĂ© totale.
5.2.2.4 Assemblages semi-rigides
(1) Un assemblage qui ne satisfait pas les critĂšres donnĂ©s pour un assemblage rigide ou pour un assemblagenominalement articulĂ© doit ĂȘtre classĂ© comme assemblage semi-rigide.
NOTE Les assemblages semi-rigides entraĂźnent lâexistence dâune interaction quantifiable entre les barres, selon lescaractĂ©ristiques moment-rotation de calcul des assemblages.
(2) Il convient que les assemblages semi-rigides soient capables de transmettre les sollicitations.
5.2.2.5 Limites de classification
(1) Les limites de classification pour les assemblages autres que les pieds de poteaux sont donnéesen 5.2.2.1 (1) et Figure 5.4.
Zone 1 : rigide, si Sj,ini = kb EIb / Lb
oĂč :
kb = 8 pour les ossatures oĂč le systĂšme de contreventement rĂ©duit le dĂ©placement horizontal dâau moins 80 % ;
kb = 25 pour les autres ossatures, Ă condition quâĂ chaque niveau kb / kc â„ 0,1 5).
Zone 2 : semi-rigide
Il convient de classer tous les assemblages situĂ©s dans la zone 2 comme semi-rigides. Les assemblages situĂ©s dans leszones 1 ou 3 peuvent aussi, facultativement, ĂȘtre traitĂ©s comme semi-rigides
Zone 3 : nominalement articulé, si Sj,ini †0,5 EIb / Lb
LĂ©gende
kb valeur moyenne de lb/Lb pour toutes les poutres à la partie supérieure de cet étage
kc valeur moyenne de lc/Lc pour tous les poteaux de cet Ă©tage
lb moment dâinertie de flexion dâune poutre
lc moment dâinertie de flexion dâun poteau
Lb portĂ©e dâune poutre (entraxe des poteaux)
Lc hauteur dâĂ©tage dâun poteau
Figure 5.4 â Classification des assemblages par rigiditĂ©
5) Pour les ossatures oĂč kb/kc < 0,1, il convient de classer les assemblages comme semi-rigides.
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(2) Les pieds de poteaux peuvent ĂȘtre classĂ©s comme rigides sous rĂ©serve que les conditions suivantes soientsatisfaites :
â dans les ossatures oĂč le systĂšme de contreventement rĂ©duit le dĂ©placement horizontal dâau moins 80 % et oĂčles effets des dĂ©formations peuvent ĂȘtre nĂ©gligĂ©s :
- si ... (5.2 a)
- si et ... (5.2 b)
- si et ... (5.2 c)
â sinon si ... (5.2 d)
oĂč :
élancement du poteau dont les deux extrémités sont supposées articulées ;
Ic, Lc tels que définis dans la Figure 5.1.
5.2.3 Classification par résistance
5.2.3.1 Généralités
(1) Un assemblage peut ĂȘtre classĂ© comme Ă rĂ©sistance complĂšte, nominalement articulĂ© ou Ă rĂ©sistancepartielle en comparant son moment rĂ©sistant Mj,Rd avec les moments rĂ©sistants des barres attachĂ©es. Pour leclassement des assemblages, il convient de prendre comme rĂ©sistance dâune barre, celle de sa partie adjacenteĂ lâassemblage.
5.2.3.2 Assemblages nominalement articulés
(1) Il convient qu'un assemblage nominalement articulĂ© soit capable de transmettre les efforts sans dĂ©velopperde moment significatif susceptible dâaffecter dĂ©favorablement les barres ou la structure dans son ensemble.
(2) Il convient qu'un assemblage nominalement articulĂ© soit capable de supporter les rotations rĂ©sultant delâeffet des charges de calcul.
(3) Un assemblage peut ĂȘtre classĂ© comme nominalement articulĂ© si son moment rĂ©sistant Mj,Rd nâexcĂšdepas 0,25 fois le moment rĂ©sistant exigĂ© pour un assemblage Ă rĂ©sistance complĂšte, Ă condition quâil possĂšde Ă©ga-lement une capacitĂ© de rotation suffisante.
5.2.3.3 Assemblages à pleine résistance
(1) Il convient que la rĂ©sistance de calcul dâun assemblage Ă rĂ©sistance complĂšte ne soit pas infĂ©rieure Ă celledes barres attachĂ©es.
(2) Un assemblage peut ĂȘtre classĂ© comme Ă rĂ©sistance complĂšte sâil satisfait les critĂšres donnĂ©s dans laFigure 5.2.
5.2.3.4 Assemblages à résistance partielle
(1) Il convient de classer comme étant à résistance partielle un assemblage qui ne satisfait pas les critÚres don-nés pour un assemblage à résistance complÚte ou pour un assemblage nominalement articulé.
LĂ©gende
Mb,pl,Rd Moment rĂ©sistant plastique dâune poutre
Mc,pl,Rd Moment rĂ©sistant plastique dâun poteau
Figure 5.5 â Assemblages Ă pleine rĂ©sistance
a) En tĂȘte de poteau Soit Mj,Rd â„ Mb,pl,Rd
ou Mj,Rd â„ Mc,pl,Rd
b) Dans la hauteur dâun poteau Soit Mj,Rd â„ Mb,pl,Rd
ou Mj,Rd â„ 2 Mc,pl,Rd
k0 0,5â€
0,5 k0 3,93â€< Sj,ini 7 2k0 1â( )Elc Lcââ„
k0 3,93â„ Sj,ini 48Elc Lcââ„
Sj,ini 30Elc Lcââ„
k0
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5.3 Modélisation des assemblages poutre-poteau
(1) Pour la modĂ©lisation de la dĂ©formabilitĂ© dâun assemblage, il convient de prendre en compte la dĂ©formationpar cisaillement du panneau dâĂąme et la dĂ©formation rotationnelle des attaches.
(2) Il convient de calculer les configurations dâassemblages pour rĂ©sister aux moments flĂ©chissants Mb1,Edet Mb2,Ed, aux efforts normaux Nb1,Ed et Nb2,Ed et aux efforts tranchants Vb1,Ed et Vb2,Ed appliquĂ©s aux assembla-ges par les barres attachĂ©es, voir Figure 5.3.
(3) Il convient de calculer lâeffort tranchant rĂ©sultant Vwp,Ed dans le panneau dâĂąme comme suit :
... (5.3)
oĂč :
z bras de levier, voir 6.2.7.
(4) Pour modĂ©liser un assemblage de façon Ă reproduire au mieux le comportement attendu, il convient demodĂ©liser sĂ©parĂ©ment le panneau dâĂąme en cisaillement et chacune des attaches, en prenant en compte les sol-licitations exercĂ©es dans les barres et agissant Ă la pĂ©riphĂ©rie du panneau dâĂąme, voir Figure 5.3 (a) et Figure 5.4.
(5) Comme alternative simplifiĂ©e Ă 5.3 (4), une configuration dâassemblage unilatĂ©rale peut ĂȘtre modĂ©lisĂ©ecomme un assemblage unique, et une configuration dâassemblage bilatĂ©rale peut ĂȘtre modĂ©lisĂ©e comme deuxassemblages sĂ©parĂ©s mais avec une interaction rĂ©ciproque. En consĂ©quence, une configuration dâassemblagepoutre-poteau bilatĂ©rale possĂšde deux lois moment-rotation, une pour lâassemblage droit et une autre pourlâassemblage gauche.
(6) Dans un assemblage poutre-poteau bilatĂ©ral, il convient de modĂ©liser chaque assemblage sous forme dâunressort rotationnel sĂ©parĂ©, voir Figure 5.8, chaque ressort possĂ©dant une loi moment-rotation prenant en comptele comportement du panneau dâĂąme en cisaillement ainsi que lâinfluence des attaches concernĂ©es.
(7) Pour la dĂ©termination du moment rĂ©sistant et de la rigiditĂ© en rotation de chacun des assemblages, ilconvient de prendre en compte lâinfluence Ă©ventuelle du panneau dâĂąme en cisaillement au moyen des paramĂš-tres de transformation b1 et b2, oĂč :
b1 valeur du paramĂštre de transformation b our lâassemblage droit ;
b2 valeur du paramĂštre de transformation b our lâassemblage gauche.
NOTE Les paramÚtres de transformation b1 et b2 sont utilisés directement en 6.2.7.2. (7) et 6.3.2 (1). Ils sont égale-ment utilisés en 6.2.6.2 (1) et 6.2.6.3 (4) en relation avec le Tableau 6.3 pour obtenir le coefficient réducteur x pour lecisaillement.
(8) Des valeurs approchĂ©es de b1 et b2, basĂ©es sur les valeurs des moments Mb1,Ed et Mb2,Ed dans les poutresĂ la pĂ©riphĂ©rie du panneau dâĂąme, voir Figure 5.6 (a), peuvent ĂȘtre prises dans le Tableau 5.4.
La figure indique le sens positif des efforts pour la convention de signe Ă utiliser dans les expressions (5.3) et (5.4)
Figure 5.6 â Sollicitations agissant dans lâassemblage
a) Valeurs Ă la pĂ©riphĂ©rie du panneau dâĂąme b) Valeurs Ă lâintersection des axes des barres
Vwp,Ed Mb1,Ed Mb2,Edââ â â â z Vc1,Ed Vc2,Edââ â
â â 2âââ=
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Figure 5.7 â Sollicitations agissant sur le panneau dâĂąme au niveau des attaches
LĂ©gende
1 Assemblage
2 Assemblage 2 : cÎté gauche
3 Assemblage 1 : cÎté droit
Figure 5.8 â ModĂ©lisation de lâassemblage
(9) En alternative Ă 5.3 (8), des valeurs plus prĂ©cises de b1 et b2 basĂ©es sur les valeurs des moments depoutre Mj,b1,Ed et Mj,b2,Ed Ă lâintersection des axes des barres, peuvent ĂȘtre dĂ©terminĂ©es au moyen du modĂšlesimplifiĂ© illustrĂ© dans la Figure 5.6 (b) de la façon suivante :
... (5.4 a)
... (5.4 b)
oĂč :
Mj,b1,Ed moment Ă lâintersection provoquĂ© par la poutre droite
Mj,b2,Ed moment Ă lâintersection provoquĂ© par la poutre gauche
(10) Dans le cas dâune configuration bilatĂ©rale dâassemblage poutre-poteau non raidi oĂč les hauteurs des deuxpoutres ne sont pas Ă©gales, il convient de prendre en compte la distribution rĂ©elle des contraintes de cisaillementdans le panneau dâĂąme du poteau pour la dĂ©termination du moment rĂ©sistant de calcul.
a) Efforts tranchants dans le panneau dâĂąme b) Attaches avec sollicitations dans les poutres
Configuration dâassemblage unilatĂ©rale Configuration dâassemblage bilatĂ©rale
b1 1 Mj,b2,Ed Mj,b1,Edââ 2â€=
b2 1 Mj,b1,Ed Mj,b2,Edââ 2â€=
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6 Assemblages structuraux de sections en H ou I
6.1 Généralités
6.1.1 Bases
(1) Ce chapitre contient des mĂ©thodes de calcul pour dĂ©terminer les propriĂ©tĂ©s structurales des assemblagesdâossatures quelconques. Pour lâapplication de ces mĂ©thodes, il convient de modĂ©liser un assemblage comme unensemble de composants de base, voir 1.4 (1).
(2) Les composants de base utilisĂ©s dans la prĂ©sente Norme sont identifiĂ©s dans le Tableau 6.1 et il convientde dĂ©terminer leurs propriĂ©tĂ©s conformĂ©ment aux dispositions donnĂ©es dans la prĂ©sente Norme. Dâautrescomposants de base peuvent ĂȘtre employĂ©s Ă condition que leurs propriĂ©tĂ©s soient basĂ©es sur des essais ou surdes mĂ©thodes analytiques et numĂ©riques justifiĂ©es par des essais, voir lâEN 1990.
NOTE Les mĂ©thodes de calcul pour les composants de base des assemblages donnĂ©es dans la prĂ©sente Norme ontune application gĂ©nĂ©rale et peuvent Ă©galement ĂȘtre appliquĂ©es Ă des composants similaires dâautres configurationsdâassemblages. Cependant, les mĂ©thodes de calcul spĂ©cifiques donnĂ©es pour la dĂ©termination du moment rĂ©sistant,de la rigiditĂ© en rotation et de la capacitĂ© de rotation dâun assemblage sont basĂ©es sur des hypothĂšses de rĂ©partitiondes sollicitations pour les configurations dâassemblages indiquĂ©es dans la Figure 1.2. Pour dâautres configurationsdâassemblages, il convient que les mĂ©thodes de calcul pour la dĂ©termination du moment rĂ©sistant, de la rigiditĂ© en rota-tion et de la capacitĂ© de rotation soient basĂ©es sur des hypothĂšses appropriĂ©es de rĂ©partition des sollicitations.
6.1.2 Propriétés structurales
6.1.2.1 Caractéristique moment-rotation de calcul
(1) Un assemblage peut ĂȘtre reprĂ©sentĂ© par un ressort rotationnel reliant les axes des barres attachĂ©es aupoint dâintersection, comme indiquĂ© dans la Figure 6.1 (a) et (b) pour une configuration dâassemblagepoutre-poteau unilatĂ©rale. Les propriĂ©tĂ©s du ressort peuvent ĂȘtre exprimĂ©es sous forme dâune loi de calculmoment-rotation qui dĂ©crit la relation existant entre le moment flĂ©chissant Mj,Ed appliquĂ© Ă un assemblage et larotation correspondante â Ed entre les barres attachĂ©es. Dâune maniĂšre gĂ©nĂ©rale, la loi de calcul moment-rotationest non linĂ©aire comme indiquĂ© dans la Figure 6.1 (c).
Tableau 5.4 â Valeurs approchĂ©es pour le paramĂštre de transformation b
Type de configuration dâassemblage Action Valeur de b
Mb1,Ed b â 1
Mb1,Ed = Mb2,Ed b = 0 *)
Mb1,Ed / Mb2,Ed > 0 b â 1
Mb1,Ed / Mb2,Ed < 0 b â 2
Mb1,Ed + Mb2,Ed = 0 b â 2
*) Dans ce cas, la valeur de b est la valeur exacte plutĂŽt quâune valeur approchĂ©e.
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(2) Il convient quâune loi de calcul moment-rotation, voir Figure 6.1 (c) dĂ©finisse les trois principales propriĂ©tĂ©sstructurales suivantes :
â moment rĂ©sistant ;
â rigiditĂ© en rotation ;
â capacitĂ© de rotation.
NOTE Dans certains cas, le comportement moment-rotation dâun assemblage comprend une certaine rotation due auglissement des boulons, aux jeux et, dans le cas des pieds de poteau, aux interactions sol-fondation. Ceci peut entraĂź-ner une rotation significative quâil peut sâavĂ©rer nĂ©cessaire de prendre en compte dans la loi moment-rotation de calcul.
(3) Il convient que la loi de calcul moment-rotation dâun assemblage poutre-poteau soit cohĂ©rente avec leshypothĂšses prises dans lâanalyse globale de la structure et avec les hypothĂšses prises dans la justification desbarres, voir lâEN 1993-1-1.
(4) La loi de calcul moment-rotation des assemblages et pieds de poteaux avec des sections en I et en H, obte-nue par 6.3.1 (4), peut ĂȘtre supposĂ©e satisfaire les exigences de 5.1.1 (4) pour la simplification de cette loi auxfins de l'analyse globale.
6.1.2.2 Moment résistant
(1) Il convient de calculer comme indiqué en 6.1.3 (4) le moment résistant de calcul Mj,Rd, qui est égal aumoment maximal sur la courbe moment-rotation de calcul, voir Figure 6.1 (c).
6.1.2.3 Rigidité en rotation
(1) Il convient de calculer comme indiquĂ© en 6.3.1 (4) la rigiditĂ© en rotation Sj, qui est la rigiditĂ© sĂ©cante indiquĂ©edans la Figure 6.1 (c). Vis-Ă -vis dâune loi moment-rotation de calcul, cette dĂ©finition de Sj sâapplique jusquâĂ la rota-tion â Xd pour laquelle Mj,Ed atteint le niveau de Mj,Rd, mais pas pour les rotations supĂ©rieures, voir Figure 6.1 (c).Il convient de calculer comme indiquĂ© en 6.1.3 (4) la rigiditĂ© en rotation initiale Sj,ini, qui est la pente de la partieĂ©lastique de la courbe moment-rotation de calcul.
6.1.2.4 Capacité de rotation
(1) Il convient de calculer comme indiquĂ© en 6.1.3 (4) la capacitĂ© de rotation de calcul â Cd dâun assemblage,qui est Ă©gale Ă la rotation maximale de la loi moment-rotation de calcul, voir Figure 6.1 (c).
LĂ©gende
1 Limite pour Si
Figure 6.1 â Loi de calcul moment-rotation pour un assemblage
a) Assemblage b) ModĂšle c) Loi de calcul moment-rotation
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6.1.3 Composants de base dâun assemblage
(1) La loi de calcul moment-rotation dâun assemblage dĂ©pend des propriĂ©tĂ©s de ses composants de base qu'ilconvient de considĂ©rer parmi ceux identifiĂ©s en 6.1.3 (2).
(2) Il convient de retenir les composants de base identifiĂ©es dans le Tableau 6.1, avec la rĂ©fĂ©rence aux rĂšglesdâapplication qu'il convient d'utiliser pour lâĂ©valuation de leurs propriĂ©tĂ©s structurales.
(3) Certains composants dâassemblages peuvent ĂȘtre renforcĂ©s. DiffĂ©rentes mĂ©thodes de renforcement sontdĂ©taillĂ©es en 6.2.4.3. et 6.2.6.
(4) Il convient d'utiliser les relations entre les caractĂ©ristiques des composants de base dâun assemblage et lespropriĂ©tĂ©s structurales de lâassemblage donnĂ©es en :
â 6.2.7 et 6.2.8 pour le moment rĂ©sistant ;
â 6.3.1 pour la rigiditĂ© en rotation ;
â 6.4 pour la capacitĂ© de rotation.
Tableau 6.1 â Composants de base des assemblages
Composant
RĂ©fĂ©rence aux rĂšgles dâapplication
RésistanceCoefficient de rigidité
Capacité de rotation
1Panneau dâĂąme
de poteau en cisaillement
6.2.6.1 6.3.2 6.4.2 et 6.4.3
2Ăme de poteau
comprimée transversalement
6.2.6.2 6.3.2 6.4.2 et 6.4.3
3Ăme de poteau
tendue transversalement
6.2.6.3 6.3.2 6.4.2 et 6.4.3
4Semelle de poteau
fléchie6.2.6.4 6.3.2 6.4.2 et 6.4.3
(Ă suivre)
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5 Platine dâabout flĂ©chie 6.2.6.5 6.3.2 6.4.2
6CorniĂšre de semelle,
en flexion6.2.6.6 6.3.2 6.4.2
7
Semelle et ùme comprimées
de poutre ou de poteau
6.2.6.7 6.3.2 *)
8 Ăme de poutre tendue 6.2.6.8 6.3.2 *)
9Plat tendu
ou comprimé
tendu :
â EN 1993-1-1
comprimé :
â EN 1993-1-1
6.3.2 *)
10 Boulons tendus
avec semellede poteau :
â 6.2.6.4
avec platine dâabout :
â 6.2.6.5
avec corniĂšre de semelle :
â 6.2.6.6
6.3.2 6.4.2
(Ă suivre)
Tableau 6.1 â Composants de base des assemblages (suite)
Composant
RĂ©fĂ©rence aux rĂšgles dâapplication
RésistanceCoefficient de rigidité
Capacité de rotation
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11Boulons
en cisaillement3.6 6.3.2 6.4.2
12
Boulons en pression diamétrale
(sur semelle de poutre, semelle de poteau, platine
dâabout ou corniĂšre)
3.6 6.3.2 *)
13Béton comprimé
y compris le mortierde calage
6.2.6.9 6.3.2 *)
14Plaque dâassise
flĂ©chie sous lâeffet de la compression
6.2.6.10 6.3.2 *)
15Plaque dâassise
flĂ©chie sous lâeffet de la traction
6.2.6.11 6.3.2 *)
16Boulons dâancrage
tendus6.2.6.12 6.3.2 *)
17Boulons dâancrage
en cisaillement6.2.2 *) *)
18Boulons dâancrage
en pression diamétrale
6.2.2 *) *)
19 Soudures 4 6.3.2 *)
20 Jarret de poutre 6.2.6.7 6.3.2 *)
*) Information non disponible dans cette partie.
Tableau 6.1 â Composants de base des assemblages (suite)
Composant
RĂ©fĂ©rence aux rĂšgles dâapplication
RésistanceCoefficient de rigidité
Capacité de rotation
(fin)
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6.2 RĂ©sistance de calcul
6.2.1 Sollicitations
(1) Les contraintes dues aux sollicitations exercĂ©es dans une barre peuvent ĂȘtre considĂ©rĂ©es comme nâaffec-tant pas les rĂ©sistances des composants de base dâun assemblage, sauf comme spĂ©cifiĂ© en 6.2.1 (2) et 6.2.1 (3).
(2) Il convient de prendre en compte la contrainte longitudinale exercĂ©e dans un poteau pour la dĂ©terminationde la rĂ©sistance de lâĂąme de poteau comprimĂ©e, voir 6.2.6.2 (2).
(3) Il convient de prendre en compte le cisaillement exercĂ© dans un panneau dâĂąme de poteau pour la dĂ©ter-mination de la rĂ©sistance des composants de base suivants :
â Ăąme de poteau comprimĂ©e transversalement, voir 6.2.6.2 ;
â Ăąme de poteau tendue transversalement, voir 6.2.6.3.
6.2.2 Efforts tranchants
(1) Dans les attaches soudĂ©es et dans les attaches boulonnĂ©es par platines dâabout, il convient que les sou-dures dâattache de lâĂąme de la poutre soient calculĂ©es pour transmettre lâeffort tranchant Ă lâassemblage, sansaucune contribution des soudures dâattache des semelles de la poutre.
(2) Dans les attaches boulonnĂ©es par platines dâabout, il convient de vĂ©rifier la rĂ©sistance de chaque rangĂ©ede boulons Ă la combinaison de cisaillement et de traction au moyen du critĂšre donnĂ© dans le Tableau 3.4, enprenant en compte lâeffort total de traction exercĂ© dans le boulon, y compris tout effort dĂ» Ă lâeffet de levier.
NOTE Par simplification, ont peut admettre que les boulons sollicitĂ©s en traction atteignent leur pleine rĂ©sistance entraction, Ă condition que lâeffort tranchant de calcul nâexcĂšde pas la somme de :
a) la résistance totale au cisaillement des boulons qui ne sont pas utilisés pour reprendre la traction et,
b) (0,4/1,4) fois la résistance totale au cisaillement des boulons qui sont également utilisés pour reprendre la traction.
(3) Dans les attaches par corniĂšres de semelle boulonnĂ©es, il peut ĂȘtre supposĂ© que la corniĂšre qui attache lasemelle comprimĂ©e de la poutre transmet lâeffort tranchant de la poutre vers le poteau, Ă condition que :
â le jeu g entre lâextrĂ©mitĂ© de la poutre et la face du poteau ne dĂ©passe pas lâĂ©paisseur ta de la corniĂšre ;
â lâeffort ne dĂ©passe pas la rĂ©sistance au cisaillement des boulons dâattache de la corniĂšre sur le poteau ;
â lâĂąme de la poutre satisfait lâexigence donnĂ©e en section 6 de lâEN 1993-1-5.
(4) La rĂ©sistance au cisaillement dâun assemblage peut ĂȘtre calculĂ©e Ă partir de la rĂ©partition des efforts danscet assemblage, et des rĂ©sistances de ses composants de base Ă ces efforts, voir Tableau 6.1.
(5) Pour les plaques dâassise, si elles ne sont pas munies de bĂȘches pour la rĂ©sistance au cisaillement, ilconvient de dĂ©montrer que la rĂ©sistance par frottement de la platine dâassise, voir 6.2.2 (6), et, dans les cas oĂčles trous de boulons ne sont pas surdimensionnĂ©s, la rĂ©sistance au cisaillement des boulons dâancrage,voir 6.2.2 (7), en supplĂ©ment est suffisante pour transmettre lâeffort tranchant de calcul. Il convient de vĂ©rifier larĂ©sistance Ă lâĂ©crasement du bĂ©ton conformĂ©ment Ă lâEN 1992-1.
(6) Pour le pied du poteau, il convient de calculer la rĂ©sistance de calcul par frottement Ff,Rd entre la plaquedâassise et le scellement de la façon suivante :
... (6.1)
oĂč :
Cf,d est le coefficient de frottement entre plaque dâassise et couche de scellement. Les valeurs suivantes peu-vent ĂȘtre utilisĂ©es :
- pour le mortier sable-ciment Cf,d = 0,20
- pour tout autre type de produit de scellement, il convient de dĂ©terminer le coefficient de frottement Cf,dpar des essais conformĂ©ment Ă lâEN 1990, Annexe D
Nc,Ed est la valeur de calcul de lâeffort normal de compression dans le poteau.
NOTE Si le poteau est soumis Ă un effort normal de traction, Ff,Rd = 0.
Ft,Rd Cf,dNc,Ed=
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(7) Pour le pied du poteau, il convient de prendre la rĂ©sistance de calcul au cisaillement dâun boulondâancrage Fvb,Rd Ă©gale Ă la plus petite des deux valeurs F1,vb,Rd et F2,vb,Rd oĂč :
â F1,vb,Rd est la rĂ©sistance en cisaillement du boulon dâancrage, voir 3.6.1
â ... (6.2)
oĂč :
αb = 0,44 â 0,000 3 fyb
fyb est la limite dâĂ©lasticitĂ© du boulon dâancrage, avec 235 N/mm2 †fyb †640 N/mm2
(8) La résistance au calcul de cisaillement entre un pied de poteau muni d'une plaque d'assise plane et d'unecouche de coulis de liaison, il convient de calculer la résistance de calcul au cisaillement Fv,Rd de la façon suivante :
... (6.3)
oĂč :
n est le nombre de boulons dâancrage dans la plaque dâassise.
(9) Il convient que le bĂ©ton et les armatures utilisĂ©s dans le massif soient justifiĂ©s conformĂ©ment Ă lâEN 1992.
6.2.3 Moments fléchissants
(1) Le moment rĂ©sistant dâun assemblage quelconque peut ĂȘtre calculĂ© Ă partir de la rĂ©partition des effortsdans cet assemblage et des rĂ©sistances de ses composants de base Ă ces efforts, voir Tableau 6.1.
(2) Ă condition que lâeffort normal NEd exercĂ© dans la barre attachĂ©e nâexcĂšde pas 5 % de la rĂ©sistance Npl,Rdde sa section transversale, le moment rĂ©sistant Mj,Rd dâun assemblage poutre-poteau ou dâun assemblage decontinuitĂ© de poutre peut ĂȘtre dĂ©terminĂ© au moyen de la mĂ©thode donnĂ©e en 6.2.7.
(3) Le moment rĂ©sistant Mj,Rd dâun pied de poteau peut ĂȘtre dĂ©terminĂ© au moyen de la mĂ©thode donnĂ©een 6.2.8.
(4) Dans tous les assemblages, il convient que les dimensions des soudures soient telles que le moment rĂ©sis-tant de lâassemblage Mj,Rd soit toujours limitĂ© par la rĂ©sistance de ses autres composants de base et non par larĂ©sistance des soudures.
(5) Dans un assemblage poutre-poteau ou un assemblage de continuitĂ© de poutre dans lequel il est nĂ©cessairequâune rotule plastique se forme et subisse une rotation sous lâeffet dâun cas de charge donnĂ©, il convient queles soudures soient calculĂ©es pour rĂ©sister aux effets dâun moment au moins Ă©gal Ă la plus petite des valeurssuivantes :
â moment rĂ©sistant plastique de la barre attachĂ©e Mpl,Rd
â α fois le moment rĂ©sistant de lâassemblage Mj,Rd
oĂč :
α = 1,4 pour les ossatures oĂč le systĂšme de contreventement satisfait le critĂšre (5.1) concernant le dĂ©place-ment latĂ©ral donnĂ© en 5.2.1(3) de lâEN 1993-1-1 ;
α = 1,7 pour tous les autres cas.
(6) Par simplification, dans une attache boulonnĂ©e comportant plusieurs rangĂ©es de boulons tendus, la contri-bution dâune rangĂ©e de boulons quelconque peut ĂȘtre nĂ©gligĂ©e, Ă condition que les contributions de toutes lesautres rangĂ©es de boulons plus proches du centre de compression soient Ă©galement nĂ©gligĂ©es.
F2,vb,RdαbcfubAs
cM2-----------------------=
Fv,Rd Ff,Rd nFvb,Rd+=
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6.2.4 Tronçon en T équivalent tendu
6.2.4.1 Généralités
(1) Dans les attaches boulonnĂ©es, un tronçon en T Ă©quivalent tendu peut ĂȘtre utilisĂ© pour modĂ©liser la rĂ©sis-tance des composants de base suivants :
â semelle de poteau flĂ©chie
â platine dâabout flĂ©chie ;
â corniĂšre de semelle flĂ©chie ;
â platine dâassise flĂ©chie sous lâeffet de la traction.
(2) Des méthodes pour la modélisation de ces composants de base comme semelles de tronçon en T équiva-lent, y compris les valeurs à utiliser pour emin, leff et m, sont données en 6.2.6.
(3) Les modes de ruine possibles de la semelle dâun tronçon en T Ă©quivalent peuvent ĂȘtre supposĂ©s similairesĂ ceux prĂ©vus pour les composants de base quâil reprĂ©sente.
(4) Il convient que la longueur efficace totale Rleff dâun tronçon en T Ă©quivalent, voir Figure 6.2, soit telle quela rĂ©sistance de calcul de sa semelle soit Ă©quivalente Ă celle de la composant de base quâil reprĂ©sente.
NOTE La longueur efficace dâun tronçon en T Ă©quivalent est une longueur thĂ©orique et ne correspond pas nĂ©cessai-rement Ă la longueur physique de la composant de base quâil reprĂ©sente.
(5) Il convient de dĂ©terminer la rĂ©sistance de calcul Ă la traction dâun tronçon en T Ă©quivalent au moyen duTableau 6.2.
NOTE Les effets de levier sont implicitement pris en compte dans la détermination de la résistance de calcul à la trac-tion conformément au Tableau 6.2.
(6) Lorsque des effets de levier peuvent apparaĂźtre, voir Tableau 6.2, il convient que la rĂ©sistance de calcul Ă la traction FT,Rd dâune semelle de tronçon en T soit prise Ă©gale Ă la plus petite des valeurs pour les trois modesde ruine possibles 1, 2 et 3.
(7) Lorsque des effets de levier ne peuvent pas apparaĂźtre, il convient que la rĂ©sistance de calcul Ă latraction FT,Rd dâune semelle de tronçon en T soit prise Ă©gale Ă la plus petite des valeurs pour les deux modes deruine possibles selon Tableau 6.2.
Figure 6.2 â Dimensions dâune semelle de tronçon en T Ă©quivalent
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Tableau 6.2 â RĂ©sistance de calcul dâune semelle de tronçon en T
Des effets de leviers peuvent apparaĂźtre, câest-Ă -dire que Lb †Lb* Pas dâeffet de levier
Mode 1 Méthode 1 Méthode 2 (méthode alternative)
sanscontre-plaques
aveccontre-plaques
Mode 2
Mode 3
Mode 1 : Plastification totale de la semelle
Mode 2 : Ruine de boulons avec plastification de la semelle
Mode 3 : Ruine de boulons
Lb longueur du boulon soumise Ă allongement, prise Ă©gale Ă la longueur de serrage (Ă©paisseur totale du matĂ©riau et des rondelles), plusla moitiĂ© de la somme de la hauteur de la tĂȘte et de la hauteur dâĂ©crou ou
longueur du boulon dâancrage soumise Ă allongement, prise Ă©gale Ă la somme de 8 fois le diamĂštre nominal du boulon, de la couchede scellement, de lâĂ©paisseur de la plaque, de la rondelle et de la moitiĂ© de la hauteur de lâĂ©crou.
FT,Rd rĂ©sistance Ă la traction dâune semelle de tronçon en T
Q effet de levier
nb le nombre de rangées de boulons (avec 2 boulons par rangée)
Ft,Rd rĂ©sistance Ă la traction dâun boulon, voir Tableau 3.4 ;
RFt,Rd valeur totale de Ft,Rd pour tous les boulons dans le tronçon en T ;
valeur de pour le mode 1 ;
valeur de pour le mode 2 ;
emin, m et tf comme indiqués dans la Figure 6.2.
fy,bp limite dâĂ©lasticitĂ© des contreplaques ;
tbp Ă©paisseur des contreplaques ;
ew = dw / 4 ;
dw diamĂštre de la rondelle, ou surangle de la tĂȘte de boulon ou de lâĂ©crou, selon le cas.
NOTE 1 Dans les assemblages boulonnĂ©s poutre-poteau ou de continuitĂ© de poutre, il peut ĂȘtre supposĂ© que des effets de levierapparaĂźtront.
NOTE 2 Dans la mĂ©thode 2, lâeffort appliquĂ© sur une semelle de tronçon en T par un boulon est supposĂ© uniformĂ©ment rĂ©parti sousla rondelle, la tĂȘte ou lâĂ©crou, selon le cas, voir figure, au lieu dâĂȘtre concentrĂ© au niveau de lâaxe du boulon. Cette hypothĂšse conduitĂ une valeur supĂ©rieure pour le mode 1, mais laisse inchangĂ©es les valeurs pour FT,1-2,Rd et les modes 2 et 3.
FT,1â2,Rd2Mpl,1,Rd
m-----------------------=
FT,1,Rd4Mpl,1,Rd
m-----------------------= FT,1,Rd
8n 2ewââ â â â Mpl,1,Rd
2mn ew m n+( )â-------------------------------------------------=
FT,1,Rd4Mpl,1,Rd 2Mbp,Rd+
m--------------------------------------------------= FT,1,Rd
8n 2ewââ â â â Mpl,1,Rd 4nMbp,Rd+
2mn ew m n+( )â--------------------------------------------------------------------------------=
FT,2,Rd2Mpl,2,Rd nÎŁFt,Rd+
m n+-------------------------------------------------=
FT,3,Rd ÎŁFt,Rd=
Lb* 8,8m3Asnb
ÎŁleff,1tf3
------------------------------=
Mpl,1,Rd 0,25ÎŁleff,1tf2fy cM0â=
Mpl,2,Rd 0,25ÎŁleff,2tf2fy cM0â=
Mbp,Rd 0,25ÎŁleff,1tbp2fy,bp cM0â=
n emin= mais n 1,25 mâ€
ÎŁleff,1 ÎŁleff
ÎŁleff,2 ÎŁleff
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6.2.4.2 Rangées de boulons isolées, groupes de boulons et groupes de rangées de boulons
(1) Bien que dans une semelle de tronçon en T réelle les efforts exercés au niveau de chaque rangée deboulons soient en général égaux, lorsque l'on utilise une semelle de tronçon en T équivalent pour modéliser uncomposant de base donné en 6.2.4.1 (1), il convient de tenir compte du fait que les efforts sont en généraldifférents au niveau de chaque rangée de boulon.
(2) Lorsque lâapproche par tronçon en T Ă©quivalent est utilisĂ©e pour modĂ©liser un groupe de rangĂ©es de bou-lons, il peut sâavĂ©rer nĂ©cessaire de diviser le groupe en rangĂ©es sĂ©parĂ©es et dâutiliser un tronçon en T Ă©quivalentpour modĂ©liser chaque rangĂ©e de boulons sĂ©parĂ©e.
(3) Lorsque lâapproche par tronçon en T est utilisĂ©e pour modĂ©liser un groupe de rangĂ©es de boulons, ilconvient que les conditions suivantes soient satisfaites :
a) il convient que lâeffort exercĂ© au niveau de chaque rangĂ©e de boulons nâexcĂšde pas la rĂ©sistance de calculdĂ©terminĂ©e en considĂ©rant uniquement cette rangĂ©e de boulons isolĂ©e ;
b) il convient que lâeffort total exercĂ© sur chaque groupe de rangĂ©es de boulons, comprenant deux ou plusieursrangĂ©es adjacentes dans le mĂȘme groupe, nâexcĂšde pas la rĂ©sistance de calcul de ce groupe de rangĂ©es deboulons.
(4) Pour la dĂ©termination de la rĂ©sistance de calcul Ă la traction dâun composant de base reprĂ©sentĂ© par unesemelle de tronçon en T Ă©quivalent, il convient de calculer les paramĂštres suivants :
a) la rĂ©sistance dâune rangĂ©e de boulons isolĂ©e, dĂ©terminĂ©e en considĂ©rant uniquement cette rangĂ©e ;
b) la contribution de chaque rangée de boulons à la résistance de deux ou plusieurs rangées adjacentes dans ungroupe de boulons, déterminée en considérant uniquement ces rangées de boulons.
(5) Dans le cas dâune rangĂ©e de boulons isolĂ©e, il convient de prendre ÎŁleff Ă©gale Ă la longueur efficace leffdonnĂ©e en 6.2.6 pour cette rangĂ©e de boulons considĂ©rĂ©e comme rangĂ©e de boulons isolĂ©e.
(6) Dans le cas dâun groupe de rangĂ©es de boulons, il convient de prendre ÎŁleff Ă©gale Ă la somme des lon-gueurs efficaces leff donnĂ©es en 6.2.6 pour chaque rangĂ©e de boulons appropriĂ©e considĂ©rĂ©e comme partie dâungroupe de boulons.
6.2.4.3 Contreplaques
(1) Des contreplaques peuvent ĂȘtre utilisĂ©es pour renforcer une semelle de poteau flĂ©chie comme indiquĂ© dansla Figure 6.3.
(2) Il convient que chaque contreplaque sâĂ©tende au moins jusquâau bord de la semelle du poteau, et jusqu'Ă 3 mm du pied du rayon de congĂ© ou de la soudure.
(3) Il convient que la contreplaque sâĂ©tende au-delĂ de la rangĂ©e active de boulons la plus Ă©loignĂ©e en tractioncomme indiquĂ© dans la Figure 6.3.
(4) Lorsque des contreplaques sont utilisées, il convient que la résistance FT,Rd du tronçon en T soit détermi-née au moyen de la méthode donnée dans le Tableau 6.2.
hbp â„ ÎŁleff,1
ebp â„ 2d
LĂ©gende
1 Contreplaque
Figure 6.3 â Semelle de poteau avec contreplaques
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6.2.5 Tronçon en T équivalent comprimé
(1) Dans les assemblages acier-bĂ©ton, la semelle dâun tronçon en T Ă©quivalent comprimĂ© peut ĂȘtre utilisĂ©epour modĂ©liser les rĂ©sistances de calcul combinĂ©es des composants de base suivantes :
â la platine dâassise flĂ©chie sous lâeffet de la compression, en combinaison avec,
â le bĂ©ton comprimĂ©, et/ou le mortier de calage.
(2) Il convient que la longueur totale efficace leff et la largeur totale efficace beff dâun tronçon en T Ă©quivalentsoit telle que la rĂ©sistance Ă la compression du tronçon en T soit Ă©quivalente Ă celle du composant de base quâilreprĂ©sente.
NOTE Les valeurs de la longueur efficace et de la largeur efficace dâun tronçon en T Ă©quivalent comprimĂ© sont desvaleurs thĂ©oriques de ces dimensions et peuvent diffĂ©rer des dimensions physiques du composant de base reprĂ©sentĂ©.
(3) Il convient de dĂ©terminer la rĂ©sistance Ă la compression FC,Rd dâune semelle de tronçon en T de la façonsuivante :
... (6.4)
oĂč :
beff représente la largeur efficace de la semelle de tronçon en T, voir 6.2.5 (5) et 6.2.5 (6)
leff représente la longueur efficace de la semelle de tronçon en T, voir 6.2.5 (5) et 6.2.5 (6)
fjd est la rĂ©sistance de calcul Ă lâĂ©crasement du matĂ©riau de scellement, voir 6.2.5 (7)
(4) Il convient de supposer que les efforts transmis par lâintermĂ©diaire dâun tronçon en T sont uniformĂ©ment dis-tribuĂ©s comme indiquĂ© dans la Figure 6.4 (a) et (b). Il convient que la pression exercĂ©e sur lâaire dâappui rĂ©sultantenâexcĂšde pas la rĂ©sistance de calcul fjd et il convient que la largeur dâappui additionnelle, c, nâexcĂšde pas la valeursuivante :
... (6.5)
oĂč :
t est lâĂ©paisseur de la semelle du tronçon en T ;
fy est la limite dâĂ©lasticitĂ© du matĂ©riau de la semelle du tronçon en T.
(5) Lorsque la projection de la longueur physique du composant de base reprĂ©sentĂ© par le tronçon en T estinfĂ©rieure Ă c, il convient de prendre lâaire efficace comme indiquĂ© dans la Figure 6.4 (a)
(6) Lorsque la projection de la longueur physique du composant de base représenté par le tronçon en T estsupérieure à c dans une direction, il convient de négliger la partie projetée au-delà de la largeur c, voir Figure 6.4 (b).
Figure 6.4 â Aire dâun tronçon en T Ă©quivalent comprimĂ©
(a) Projection courte (b) Projection Ă©tendue
FC,Rd fjdbeffleff=
c t fy 3fjdcM0â â â ââ
0,5=
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(7) Il convient de dĂ©terminer la rĂ©sistance de calcul du matĂ©riau du joint fjd au moyen de lâexpression :
... (6.6)
oĂč :
bj est le coefficient du matĂ©riau de scellement, qui peut ĂȘtre pris Ă©gal Ă 2/3 Ă condition que la rĂ©sistance carac-tĂ©ristique du scellement ne soit pas infĂ©rieure Ă 0,2 fois la rĂ©sistance caractĂ©ristique du bĂ©ton de fondationet que lâĂ©paisseur du scellement ne soit pas supĂ©rieure Ă 0,2 fois la plus petite largeur de la plaque dâassiseen acier. Dans les cas oĂč lâĂ©paisseur du scellement est supĂ©rieure Ă 50 mm, il convient que la rĂ©sistancecaractĂ©ristique du scellement soit au moins Ă©gale Ă celle du bĂ©ton de fondation.
FRdu est la force localisĂ©e rĂ©sistante de calcul donnĂ©e dans lâEN 1992, oĂč Ac0 est Ă prendre Ă©gale Ă (beff leff).
6.2.6 RĂ©sistance des composants de base
6.2.6.1 Panneau dâĂąme de poteau en cisaillement
(1) Les méthodes de calcul données en 6.2.6.1 (2) à 6.2.6.1(14) sont applicables à condition que l'élancementde l'ùme du poteau satisfasse le critÚre dc/tw †69e.
(2) Pour un assemblage unilatĂ©ral, ou pour un assemblage bilatĂ©ral oĂč les hauteurs de poutres sont similaires,il convient de calculer la rĂ©sistance de calcul plastique au cisaillement Vwp,Rd dâun panneau dâĂąme de poteau nonraidi soumis Ă un effort tranchant de calcul Vwp,Ed, 5.3 (3), au moyen de lâexpression :
... (6.7)
oĂč :
Avc est l'aire de cisaillement du poteau, voir lâEN 1993-1-1.
(3) La rĂ©sistance de calcul au cisaillement peut ĂȘtre accrue par lâutilisation de raidisseurs ou de doubluresdâĂąme.
(4) Lorsque des raidisseurs dâĂąme transversaux sont utilisĂ©s Ă la fois dans la zone comprimĂ©e et dans la zonetendue, la rĂ©sistance au cisaillement plastique du panneau dâĂąme de poteau Vwp,Rd peut ĂȘtre augmentĂ©e deVwp,add,Rd donnĂ© par lâexpression :
... (6.8)
oĂč :
ds est la distance entre axes des raidisseurs ;
Mpl,fc,Rd est le moment résistant plastique de la semelle du poteau ;
Mpl,st,Rd est le moment rĂ©sistant plastique dâun raidisseur.
NOTE Dans les assemblages soudés, il convient que les raidisseurs transversaux soient alignés avec la semelle depoutre correspondante.
(5) Lorsque des raidisseurs dâĂąme diagonaux sont utilisĂ©s, il convient de dĂ©terminer la rĂ©sistance plastique aucisaillement dâune Ăąme de poteau conformĂ©ment Ă lâEN 1993-1-1.
NOTE Dans les configurations dâassemblages poutre-poteau bilatĂ©raux sans raidisseurs diagonaux dans lâĂąme dupoteau, les deux poutres sont supposĂ©es de hauteurs similaires.
(6) Lorsquâune Ăąme de poteau est renforcĂ©e une doublure dâĂąme, voir Figure 6.5, lâaire de cisaillement Avc peutĂȘtre augmentĂ©e de bs twc. Si une autre doublure est ajoutĂ©e de lâautre cĂŽtĂ© de lâĂąme, il convient de nâeffectueraucune autre augmentation de lâaire de cisaillement.
(7) Des doublures dâĂąme peuvent Ă©galement ĂȘtre utilisĂ©es pour augmenter la rigiditĂ© en rotation dâun assem-blage en augmentant la rigiditĂ© de lâĂąme de poteau comprimĂ©e, tendue ou en cisaillement, voir 6.3.2 (1).
(8) Il convient que la nuance dâacier de la doublure dâĂąme soit Ă©gale Ă celle du poteau.
fjd bjFRdu beffleffâ â â ââ=
Vwp,Rd0,9fy,wcAvc
3cM0
-----------------------------=
Vwp,add,Rd4Mpl,fc,Rd
ds-------------------------= mais Vwp,add,Rd
2Mpl,fc,Rd 2Mpl,st,Rd+
ds--------------------------------------------------------â€
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(9) Il convient que la largeur bs soit telle que la doublure dâĂąme sâĂ©tende au minimum jusquâau pied du rayonde congĂ© ou de la soudure.
(10) Il convient que la longueur ls soit telle que la doublure dâĂąme sâĂ©tende sur toute la largeur efficace de lâĂąmetendue et comprimĂ©e, voir Figure 6.5.
(11) Il convient que lâĂ©paisseur ts de la doublure dâĂąme ne soit pas infĂ©rieure Ă lâĂ©paisseur de lâĂąme dupoteau twc.
(12) Il convient que les soudures de la doublure dâĂąme sur le profil soient calculĂ©es pour rĂ©sister aux efforts decalcul appliquĂ©s.
(13) Il convient que la largeur bs dâune doublure dâĂąme soit infĂ©rieure Ă 40e ts.
(14) Des soudures discontinues peuvent ĂȘtre utilisĂ©es dans des environnements non corrosifs.
a) Disposition
NOTE Il convient de prendre en compte la soudabilité au niveau du raccordement.
b) Exemples de section transversale avec soudures longitudinales
Figure 6.5 â Exemples de doublures dâĂąme
6.2.6.2 Ăme de poteau comprimĂ©e transversalement
(1) Il convient de dĂ©terminer la rĂ©sistance de calcul d'une Ăąme de poteau non raidie soumise Ă une compres-sion transversale au moyen de lâexpression :
... (6.9)
oĂč :
x est le coefficient rĂ©ducteur prenant en compte les effets Ă©ventuels dâinteraction avec le cisaillementdans le panneau dâĂąme de poteau conformĂ©ment au Tableau 6.3 ;
beff,c,wc est la largeur efficace de lâĂąme du poteau comprimĂ©e :
â pour une attachĂ© soudĂ©e :
... (6.10)
ac et rc et ab sont tels quâindiquĂ©s dans la Figure 6.6.
Fc,wc,Rdxkwcbeff,c,wctwcfy,wc
cM0-----------------------------------------------------= mais Fc,wc,Rd
xkwcqbeff,c,wctwcfy,wc
cM1---------------------------------------------------------â€
beff,c,wc tfb 2 2ab 5 tfc s+â â â â+ +=
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â pour une attache boulonnĂ©e par platine dâabout :
... (6.11)
sp est la longueur obtenue par diffusion Ă 45° dans la platine dâabout (au moins tp et, sous rĂ©serve que lalongueur de la platine dâabout au-delĂ de la semelle soit suffisante, jusquâĂ 2tp).
â pour une attache boulonnĂ©e avec corniĂšres de semelle :
... (6.12)
- pour un poteau en I ou H laminé : s = rc
- pour un poteau soudé en I ou H :
q est le coefficient réducteur pour le voilement de plaque :
- si : q = 1,0 ... (6.13 a)
- si : ... (6.13 b)
reprĂ©sente lâĂ©lancement de plaque :
... (6.13 c)
â pour un poteau en I ou H laminĂ© :
â pour un poteau soudĂ© en I ou H :
kwc est un coefficient réducteur donné en 6.2.6.2 (2).
(2) Lorsque la contrainte de compression longitudinale maximale rcom,E résultant de l'effort normal et dumoment fléchissant dans le poteau est supérieure à 0,7 fy,wc dans l'ùme (à proximité immédiate du congéùme-semelle pour un profil laminé ou du pied de la soudure pour un profil soudé), il convient de prendre en compteses effets sur la résistance de calcul de l'ùme de poteau comprimée en multipliant la valeur de Fc,wc,Rd donnéepar l'expression (6.9) par un coefficient réducteur kwc tel que :
â lorsque rcom,Ed †0,7 fy,wc : kwc = 1
â lorsque rcom,Ed > 0,7 fy,wc : ... (6.14)
NOTE En gĂ©nĂ©ral, le coefficient rĂ©ducteur kwc est Ă©gal Ă 1,0 et aucune rĂ©duction n'est nĂ©cessaire. Il peut, par consĂ©-quent, ĂȘtre omis dans les calculs prĂ©liminaires lorsque la contrainte longitudinale est inconnue, et vĂ©rifiĂ© ultĂ©rieurement.
Tableau 6.3 â Coefficient rĂ©ducteur x pour lâinteraction avec le cisaillement
ParamÚtre de transformation b Coefficient réducteur x
0 †b †0,5 x = 1
0,5 < b < 1 x = x1 + 2 (1 â b) (1 â x1)
b = 1 x = x1
1 < b < 2 x = x1 + (b â 1) ( x2 â x1)
b = 2 x = x2
Avc est l'aire de cisaillement du poteau, voir 6.2.6.1.
b est le paramĂštre de transformation, voir 5.3(7).
beff,c,wc tfb 2 2ap 5 tfc s+â â â â sp++ +=
beff,c,wc 2ta 0,6ra 5 tfc s+â â â â+ +=
s 2 ac=
kp 0,72â€
kp 0,72> q kp 0,2â( ) kp2
â=
kp
kp 0,932beff,c,wcdwcfy,wc
Etwc2
-----------------------------------------=
dwc hc 2 tfc rc+â â â ââ=
dwc hc 2 tfc 2ac+â â â ââ=
x11
1 1,3 beff,c,wctwc Avcâ( )2+
----------------------------------------------------------------------= x21
1 5,2 beff,c,wctwc Avcâ( )2+
----------------------------------------------------------------------=
kwc 1,7 rcom,Ed fy,wcââ=
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Figure 6.6 â Compression transversale dans un poteau non raidi
(3) Il convient normalement dâempĂȘcher le mode de flambement à «semelles dĂ©plaçables» d'une Ăąme depoteau non raidie comprimĂ©e, illustrĂ© par la Figure 6.7, par des maintiens appropriĂ©s.
Figure 6.7 â Mode de flambement à «semelles dĂ©plaçables» d'une Ăąme de poteau non raidie
(4) Des raidisseurs ou des doublures dâĂąme peuvent ĂȘtre utilisĂ©s pour augmenter la rĂ©sistance de calcul dâuneĂąme de poteau comprimĂ©e transversalement.
(5) Des raidisseurs transversaux ou des dispositions appropriĂ©es de raidisseurs diagonaux peuvent ĂȘtre utili-sĂ©s (associĂ©s ou comme alternative Ă des raidisseurs transversaux) afin dâaugmenter la rĂ©sistance de calcul delâĂąme de poteau comprimĂ©e.
NOTE Dans les assemblages soudés, il convient que les raidisseurs transversaux soient alignés avec la semelle depoutre correspondante. Dans les assemblages boulonnés, il convient que le raidisseur situé dans la zone compriméesoit aligné avec le centre de compression comme indiqué dans la Figure 6.15.
(6) Lorsqu'une Ăąme de poteau non raidie est renforcĂ©e par lâajout d'une doublure d'Ăąme conforme aux exigen-ces de 6.2.6.1, l'Ă©paisseur efficace de l'Ăąme peut ĂȘtre prise Ă©gale Ă 1,5 twc si l'on dispose une seule doublured'Ăąme, ou 2,0 twc si l'on dispose des doublures d'Ăąme des deux cĂŽtĂ©s de l'Ăąme. Lors du calcul du coefficient rĂ©duc-teur x pour les effets Ă©ventuels du cisaillement, l'aire de cisaillement Avc de l'Ăąme peut ĂȘtre augmentĂ©e unique-ment dans la limite autorisĂ©e pour la dĂ©termination de sa rĂ©sistance au cisaillement, voir 6.2.6.1 (6).
Assemblage soudĂ© Assemblage par platine dâabout Assemblage par corniĂšres de semelle
a) ĂlĂ©vation
b) Poteau laminé
c) Poteau soudé
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6.2.6.3 Ăme de poteau tendue transversalement
(1) Il convient de déterminer la résistance de calcul d'une ùme de poteau non raidie soumise à une tractiontransversale au moyen de l'expression :
... (6.15)
oĂč :
x est un coefficient rĂ©ducteur prenant en compte lâinteraction avec le cisaillement dans le panneau dâĂąme dupoteau.
(2) Pour une attache soudĂ©e, il convient de calculer la largeur efficace beff,t,wc dâĂąme de poteau tendue aumoyen de lâexpression :
... (6.16)
oĂč :
â pour un poteau en I ou H laminĂ© : s = rc
â pour un poteau en I ou H soudĂ© :
oĂč :
ac, rc sont tels quâindiquĂ©s dans la Figure 6.8 et ab est tel quâindiquĂ© dans la Figure 6.6.
(3) Pour une attache boulonnĂ©e, il convient de prendre la largeur efficace beff,t,wc dâĂąme de poteau tendueĂ©gale Ă la longueur efficace du tronçon en T Ă©quivalent reprĂ©sentant la semelle de poteau, voir 6.2.6.4.
(4) Il convient de déterminer le coefficient réducteur x tenant compte des effets éventuels du cisaillement dansle panneau d'ùme du poteau à partir du Tableau 6.3, à l'aide de la valeur de beff,t,wc donnée en 6.2.6.3 (2)ou 6.2.6.3 (3) selon le cas.
(5) Des raidisseurs ou des doublures dâĂąme peuvent ĂȘtre utilisĂ©s pour augmenter la rĂ©sistance de calcul Ă latraction dâune semelle de poteau.
(6) Des raidisseurs transversaux et/ou des dispositions appropriĂ©es de raidisseurs diagonaux peuvent ĂȘtre uti-lisĂ©s pour augmenter la rĂ©sistance de calcul de lâĂąme de poteau tendue.
NOTE Dans les assemblages soudés, les raidisseurs transversaux sont normalement alignés avec la semelle de pou-tre correspondante.
(7) Il convient que les soudures dâattache de raidisseurs diagonaux sur la semelle de poteau soient des sou-dures de remplissage comportant une passe dâĂ©tanchĂ©itĂ© et prĂ©sentant une Ă©paisseur de gorge combinĂ©e Ă©galeĂ lâĂ©paisseur des raidisseurs.
(8) Lorsquâune Ăąme de poteau non raidie est renforcĂ©e par lâajout de doublures dâĂąme conformĂ©ment Ă 6.2.6.1,la rĂ©sistance de calcul Ă la traction dĂ©pend de l'Ă©paisseur de gorge des soudures longitudinales d'attache des dou-blures d'Ăąme. Il convient de prendre pour l'Ă©paisseur efficace de l'Ăąme tw,eff les valeurs suivantes :
â lorsque les soudures longitudinales sont des soudures bout Ă bout Ă pleine pĂ©nĂ©tration d'Ă©paisseur de gorgea â„ ts, alors :
- pour une seule doublure dâĂąme : tw,eff = 1,5 twc ... (6.17)
- pour des doublures d'ùme des deux cÎtés : tw,eff = 2,0 twc ... (6.18)
â lorsque les soudures longitudinales sont des soudures d'angle d'Ă©paisseur de gorge alors pour uneou deux doublures d'Ăąme :
- pour les nuances dâacier S 235, S 275 ou S 355 : tw,eff = 1,4 twc ... (6.19 a)
- pour les nuances dâacier S 420 ou S 460 : tw,eff = 1,3 twc ... (6.19 b)
(9) Lors du calcul du coefficient rĂ©ducteur x tenant compte des effets Ă©ventuels de l'effort tranchant, l'aire decisaillement Avc d'une Ăąme de poteau renforcĂ©e par des doublures d'Ăąme peut ĂȘtre augmentĂ©e uniquement dansles limites autorisĂ©es pour la dĂ©termination de sa rĂ©sistance au cisaillement, voir 6.2.6.1 (6).
Ft,wc,Rdxbeff,t,wctwcfy,wc
cM0-------------------------------------------=
beff,t,wc tfb 2 2ab 5 tfc s+â â â â+ +=
s 2 ac=
a ts 2ââ„
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6.2.6.4 Semelle de poteau fléchie transversalement
6.2.6.4.1 Semelle de poteau non raidie, attache boulonnée
(1) Il convient de déterminer la résistance de calcul et le mode de ruine d'une semelle de poteau non raidiefléchie, ainsi que des boulons tendus associés, comme identiques à ceux d'une semelle de tronçon en T équiva-lent, voir 6.2.4, à la fois pour :
â chaque rangĂ©e de boulons isolĂ©e devant rĂ©sister Ă la traction ;
â chaque groupe de rangĂ©es de boulons devant rĂ©sister Ă la traction.
(2) Il convient de déterminer les dimensions emin et m à utiliser en 6.2.4 à partir de la Figure 6.8.
(3) Il convient de déterminer la longueur efficace de la semelle du tronçon en T équivalent pour les rangées deboulons isolées et pour le groupe de boulons conformément à 6.2.4.2 à partir des valeurs données pour chaquerangée de boulons dans le Tableau 6.4.
a) Platine dâabout soudĂ©e plus Ă©troite que la semelle du poteau
b) Platine dâabout soudĂ©e plus large que la semelle du poteau
c) CorniĂšres de semelle
Figure 6.8 â DĂ©finitions de e, emin, ac, rc et m
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6.2.6.4.2 Semelle de poteau raidie, assemblage avec platine dâabout boulonnĂ©e ou corniĂšres de semelle
(1) Des raidisseurs transversaux et/ou des dispositions appropriĂ©es de raidisseurs diagonaux peuvent ĂȘtre uti-lisĂ©s pour augmenter la rĂ©sistance de calcul de la semelle de poteau flĂ©chie.
(2) Il convient de déterminer la résistance de calcul et le mode de ruine d'une semelle de poteau raidie fléchietransversalement, ainsi que des boulons tendus associés, comme identiques à ceux d'une aile de tronçon en Téquivalent, voir 6.2.4, à la fois pour :
â chaque rangĂ©e de boulons isolĂ©e devant rĂ©sister Ă la traction ;
â chaque groupe de rangĂ©es de boulons devant rĂ©sister Ă la traction.
(3) Il convient de modéliser les groupes de rangées de boulons situés de chaque cÎté d'un raidisseur commedes semelles de tronçon en T équivalent isolé, voir Figure 6.9. Il convient de déterminer la résistance de calcul etle mode de ruine séparément pour chaque tronçon en T équivalent.
LĂ©gende
1 RangĂ©e de boulons dâextrĂ©mitĂ© adjacente Ă un raidisseur
2 RangĂ©e de boulons dâextrĂ©mitĂ©
3 Rangée de boulons intérieure
4 Rangée de boulons adjacente à un raidisseur
Figure 6.9 â ModĂ©lisation dâune semelle de poteau raidie sous forme de tronçons en T isolĂ©s
Tableau 6.4 â Longueurs efficaces pour une semelle de poteau non raidie
Emplacementde la rangée de boulons
Rangée de boulons prise isolémentRangée de boulons considérée comme partie
d'un groupe de rangées de boulons
MĂ©canismes circulaires
MĂ©canismes non circulaires
MĂ©canismescirculaires
MĂ©canismes non circulaires
leff,cp leff,nc leff,cp leff,nc
Rangée de boulonsintérieure
2pm 4m + 1,25e 2p p
Rangée de boulons d'extrémité
La plus petite des deux valeurs :
La plus petitedes deux valeurs :
La plus petite des deux valeurs :
La plus petite des deux valeurs :
2pm 4m + 1,25e pm + p 2m + 0,625e + 0,5p
pm + 2e1 2m + 0,625e + e1 2e1 + p e1 + 0,5p
Mode 1 : leff,1 = leff,nc mais leff,1 †leff,cp Σleff,1 = Σleff,nc mais Σleff,1 †Σleff,cp
Mode 2 : leff,2 = leff,nc ÎŁleff,2 = ÎŁleff,nc
e1 est la distance entre le centre des fixations de la rangée d'extrémité et le bout adjacent reposant librement de la semelledu poteau, mesurée dans le sens de l'axe du profil du poteau (voir rangée 1 et rangée 2 dans la Figure 6.9).
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(4) Il convient de déterminer les dimensions emin et m à utiliser en 6.2.4 à partir de la Figure 6.8.
(5) Il convient de déterminer les longueurs efficaces de semelles de tronçons en T équivalent leff conformé-ment à 6.2.4.2 au moyen des valeurs données pour chaque rangée de boulons dans le Tableau 6.5. Il convientde prendre dans la Figure 6.11 la valeur de α à utiliser dans le Tableau 6.5.
(6) Il convient que les raidisseurs satisfassent aux exigences formulées en 6.2 6.1.
6.2.6.4.3 Semelle de poteau non raidie, attache soudée
(1) Dans un assemblage soudĂ©, il convient de dĂ©terminer la rĂ©sistance de calcul Ffc,Rd d'une semelle de poteaunon raidie flĂ©chie par la traction ou la compression exercĂ©e par une semelle de poutre, au moyen de lâexpression :
... (6.20)
oĂč :
beff,b,fc reprĂ©sente la largeur efficace beff dĂ©finie en 4.10 oĂč la semelle de poutre est considĂ©rĂ©e comme uneplaque.
NOTE Voir également les exigences spécifiées en 4.10.
Tableau 6.5 â Longueurs efficaces pour une semelle de poteau raidie
Emplacementde la rangée de boulons
Rangée de boulons prise séparémentRangée de boulons considérée comme partie
d'un groupe de rangées de boulons
MĂ©canismescirculaires
MĂ©canismesnon circulaires
MĂ©canismescirculaires
MĂ©canismes non circulaires
leff,cp leff,nc leff,cp leff,nc
Rangée de boulons adjacenteà un raidisseur
2pm αm pm + p0,5p + αm
â (2m + 0,625e)
Autre rangéede boulons intérieure
2pm 4m + 1,25e 2p p
Autre rangéede boulons d'extrémité
La plus petite des deux valeurs :
La plus petite des deux valeurs :
La plus petite des deux valeurs :
La plus petite des deuxvaleurs :
2pm 4m + 1,25e pm + p 2m + 0,625e + 0,5p
pm + 2e1 2m + 0,625e + e1 2e1 + p e1 + 0,5p
RangĂ©e de boulons dâextrĂ©mitĂ© adjacente Ă un raidisseur
La plus petite desdeux valeurs :
e1 + αm
â (2m + 0,625e)Sans objet Sans objet
2pm
pm + 2e1
Pour Mode 1 : leff,1 = leff,nc mais leff,1 †leff,cp Σleff,1 = Σleff,nc mais Σleff,1 †Σleff,cp
Pour Mode 2 : leff,2 = leff,nc ÎŁleff,2 = ÎŁleff,nc
Il convient de déterminer α d'aprÚs la Figure 6.11.
e1 est la distance entre le centre des fixations de la rangée d'extrémité et le raidisseur adjacent de la semelle du poteau,mesurée dans le sens de l'axe du profil du poteau (voir rangée 1 et rangée 4 dans la Figure 6.9).
Ffc,Rd beff,b,fctfbfy,fb cM0â=
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6.2.6.5 Platine dâabout flĂ©chie
(1) Il convient de déterminer la résistance de calcul et le mode de ruine d'une platine d'about fléchie, ainsi quedes boulons tendus associés, comme identiques à ceux d'une semelle de tronçon en T équivalent, voir 6.2.4 à lafois pour :
â chaque rangĂ©e de boulons isolĂ©e devant rĂ©sister Ă la traction ;
â chaque groupe de rangĂ©es de boulons devant rĂ©sister Ă la traction.
(2) Il convient de traiter les groupes de rangées de boulons situés de chaque cÎté d'un raidisseur quelconqueassemblé sur la platine d'about comme des tronçons en T équivalents séparés. Dans les platines d'about débor-dantes, il convient de traiter également la rangée de boulons située dans la partie débordante comme un tronçonen T équivalent isolé, voir Figure 6.10. Il convient de déterminer la résistance de calcul et le mode de ruine sépa-rément pour chaque tronçon en T équivalent.
(3) Il convient de dĂ©terminer la dimension emin Ă utiliser en 6.2.4 Ă lâaide de la Figure 6.8 pour la partie de laplatine d'about situĂ©e entre les semelles de poutre. Pour la partie dĂ©bordante de la platine d'about, il convient deprendre la valeur de emin Ă©gale Ă celle de ex, voir Figure 6.10.
(4) Il convient de déterminer la longueur efficace de semelle de tronçon en T équivalent leff conformémentà 6.2.4.2 au moyen des valeurs données pour chaque rangée de boulons dans le Tableau 6.6.
(5) Il convient de dĂ©terminer les valeurs de m et mx Ă utiliser dans le Tableau 6.6 Ă lâaide de la Figure 6.10.
Le débord de la platine d'about et la portion située entre les semelles de poutre sont modélisés comme deux semelles detronçon en T équivalent séparé.
Pour la partie débordante de la platine d'about, utiliser ex et mx à la place de e et m pour déterminer la résistance de calcul dela semelle du tronçon en T équivalent.
Figure 6.10 â ModĂ©lisation d'une platine d'about dĂ©bordante sous forme de tronçons en T sĂ©parĂ©s
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Tableau 6.6 â Longueurs efficaces pour une platine d'about
Emplacement de la rangéede boulons
Rangée de boulons prise séparémentRangée de boulons considérée comme partie
d'un groupe de rangées de boulons
MĂ©canismescirculaires
MĂ©canismes non circulaires
MĂ©canismes circulaires
MĂ©canismesnon circulaires
leff,cp leff,nc leff,cp leff,nc
RangĂ©e de boulons situĂ©e sur la partie dĂ©bordante dela platine dâabout
La plus petite des valeurs :
La plus petite des valeurs :
â â
2pm x 4mx + 1,25ex
pm x + w e + 2mx + 0,625ex
pm x + 2e 0,5bp
0,5w + 2mx + 0,625ex
PremiÚre rangée de boulons sous la semellede poutre tendue
2pm αm pm + p0,5p + αm
â (2m + 0,625e)
Autre rangée de boulons intérieure
2pm 4m + 1,25e 2p p
Autre rangée de boulons d'extrémité
2pm 4m + 1,25e pm + p 2m + 0,625e + 0,5p
Mode 1 : leff,1 = leff,nc mais leff,1 †leff,cp Σleff,1 = Σleff,nc mais Σleff,1 †Σleff,cp
Mode 2 : leff,2 = leff,nc ÎŁleff,2 = ÎŁleff,nc
Il convient de déterminer α d'aprÚs la Figure 6.11.
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Figure 6.11 â Valeurs de a pour les semelles de poteau raidies et les platines d'about
6.2.6.6 CorniÚre de semelle fléchie
(1) Il convient de déterminer la résistance de calcul et le mode de ruine d'une corniÚre de semelle boulonnéefléchie, ainsi que des boulons tendus associés, comme identiques à ceux d'une semelle de tronçon en T équiva-lent, voir 6.2.4.
(2) Il convient dâadopter une longueur efficace leff de semelle du tronçon en T Ă©quivalent Ă©gale Ă 0,5ba oĂč bareprĂ©sente la longueur de la corniĂšre, voir Figure 6.12.
(3) Il convient de déterminer les dimensions emin et m à utiliser en 6.2.4 à partir de la Figure 6.13.
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Figure 6.12 â Longueur efficace leff dâune corniĂšre de semelle
NOTE
â Le nombre de rangĂ©es de boulons d'attache de la corniĂšre sur la semelle de poteau est limitĂ© Ă un ;
â Le nombre de rangĂ©es de boulons d'attache de la corniĂšre sur la semelle de poutre n'est pas limitĂ© ;
â La longueur ba de la corniĂšre peut ĂȘtre diffĂ©rente aussi bien de la largeur de la semelle de la poutre que de la largeurde la semelle du poteau.
Figure 6.13 â Dimensions emin et m pour une corniĂšre de semelle boulonnĂ©e
6.2.6.7 Semelle et ùme de poutre comprimées
(1) La rĂ©sultante de la rĂ©sistance de calcul Ă la compression d'une semelle de poutre et de la zone comprimĂ©eadjacente de l'Ăąme de la poutre peut ĂȘtre considĂ©rĂ©e comme agissant au niveau du centre de compression,voir 6.2.7. La rĂ©sistance de calcul Ă la compression de la semelle et de lâĂąme de poutre combinĂ©es est donnĂ©epar lâexpression suivante :
... (6.21)
oĂč :
h représente la hauteur de la poutre attachée ;
Mc,Rd reprĂ©sente le moment rĂ©sistant de calcul de la section transversale de poutre, rĂ©duit si nĂ©cessaire pourtenir compte du cisaillement, voir lâEN 1993-1-1. Pour une poutre avec jarret, Mc,Rd peut ĂȘtre calculĂ© ennĂ©gligeant la semelle intermĂ©diaire ;
tfb reprĂ©sente lâĂ©paisseur de semelle de la poutre attachĂ©e.
Si la hauteur de la poutre incluant le jarret est supĂ©rieure Ă 600 mm, il convient que la contribution de lâĂąme depoutre Ă la rĂ©sistance Ă la compression soit limitĂ©e Ă 20 %.
a) Jeu g †0,4 ta b) Jeu g > 0,4 ta
Fc,fb,Rd Mc,Rd h tfbââ â â ââ=
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(2) Si une poutre est renforcée par des jarrets, il convient que ceux-ci soient tels que :
â la nuance dâacier du jarret soit identique Ă celle de la barre ;
â la dimension de semelle et lâĂ©paisseur dâĂąme du jarret ne soient pas infĂ©rieures Ă celles de la barre ;
â lâangle entre la semelle de jarret et la semelle de la barre ne soit pas supĂ©rieur Ă 45° ;
â la longueur dâappui rigide ss soit prise Ă©gale Ă lâĂ©paisseur de la semelle de jarret parallĂšlement Ă la poutre.
(3) Si une poutre est renforcĂ©e par des jarrets, il convient de dĂ©terminer la rĂ©sistance de calcul de lâĂąme depoutre comprimĂ©e conformĂ©ment Ă 6.2.6.2.
6.2.6.8 Ăme de poutre tendue
(1) Dans une attache par platine d'about boulonnĂ©e, il convient de dĂ©terminer la rĂ©sistance de calcul Ă la trac-tion de l'Ăąme de la poutre au moyen de lâexpression :
... (6.22)
(2) Il convient dâadopter une longueur efficace beff,t,wb de l'Ăąme de poutre tendue Ă©gale Ă la longueur efficacedu tronçon en T Ă©quivalent reprĂ©sentant la platine d'about flĂ©chie, obtenue Ă l'aide de 6.2.6.5 pour une rangĂ©e deboulons isolĂ©e ou pour un groupe de boulons.
6.2.6.9 Béton comprimé, mortier de calage compris
(1) Il convient de dĂ©terminer la rĂ©sistance de calcul Ă la pression de la liaison entre la platine du poteau et lafondation en prenant en compte les propriĂ©tĂ©s de matĂ©riau et les dimensions aussi bien du calage que de la fon-dation en bĂ©ton. La rĂ©sistance du support en bĂ©ton doit ĂȘtre calculĂ©e conformĂ©ment Ă lâEN 1992.
(2) Il convient de prendre la rĂ©sistance de calcul du bĂ©ton comprimĂ©, calage compris, avec la platine associĂ©eflĂ©chie Fc,pl,Rd, Ă©gale Ă celle dâun tronçon en T Ă©quivalent, voir 6.2.5.
6.2.6.10 Platine du poteau flĂ©chie sous lâeffet de la compression
(1) Il convient de prendre la rĂ©sistance de calcul dâune platine de poteau flĂ©chie sous lâeffet de la compression,avec la dalle en bĂ©ton sur laquelle repose le pied du poteau Fc,pl,Rd, Ă©gale Ă celle dâun tronçon en T Ă©quivalent,voir 6.2.5.
6.2.6.11 Platine du poteau flĂ©chie sous lâeffet de la traction
(1) La rĂ©sistance et le mode de ruine dâune platine de poteau flĂ©chie sous lâeffet de la traction, avec les boulonsdâancrage tendus associĂ©s Ft,pl,Rd, peut ĂȘtre dĂ©terminĂ©e au moyen des rĂšgles donnĂ©es en 6.2.6.5.
(2) Dans le cas de platine de poteau, de ne pas prendre en compte ⊠lors de la détermination de l'épaisseurde la plaque d'assise. Il convient de prendre en compte les effets de levier lors de la détermination des boulonsd'ancrage. .
6.2.6.12 Boulon dâancrage tendu
(1) Il convient que les boulons dâancrage soient calculĂ©s pour rĂ©sister aux effets des charges de calcul. Ilconvient quâils rĂ©sistent Ă la traction provoquĂ©e par les efforts de soulĂšvement et aux moments flĂ©chissants s'il ya lieu.
(2) Lors du calcul des efforts de traction exercĂ©s dans les boulons dâancrage par les moments flĂ©chissants, ilconvient de ne pas prendre le bras de levier supĂ©rieur Ă la distance entre le centre de gravitĂ© de lâaire dâappui ducĂŽtĂ© comprimĂ© et le centre de gravitĂ© du groupe de boulons situĂ© du cĂŽtĂ© tendu.
NOTE Les tolĂ©rances de positions des boulons dâancrages peuvent avoir une influence.
(3) Il convient de prendre la rĂ©sistance de calcul des boulons dâancrage Ă©gale Ă la plus petite des valeurs dela rĂ©sistance de calcul Ă la traction du boulon dâancrage, voir 3.6, et de la rĂ©sistance de calcul de lâadhĂ©rence entrele bĂ©ton et le boulon dâancrage selon lâEN 1992-1-1.
Ft,wb,Rd beff,t,wbtwbfy,wd cM0â=
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(4) Il convient dâutiliser lâune des mĂ©thodes suivantes pour la fixation des boulons dâancrage dans la fondation :
â un crochet (Figure 6.14 (a)),
â une plaque dâancrage (Figure 6.14 (b)),
â tout autre dispositif de rĂ©partition des charges quelconque scellĂ© dans le bĂ©ton,
â tout autre dispositif de fixation quelconque ayant Ă©tĂ© dĂ»ment essayĂ© et approuvĂ©.
(5) Lorsque les boulons sont munis de crochets, il convient que la longueur dâancrage soit telle quâelle empĂȘchela perte de lâadhĂ©rence avant la plastification du boulon. Il convient de calculer la longueur dâancrage conformĂ©-ment Ă lâEN 1992-1-1. Il convient de ne pas utiliser ce type dâancrage pour les boulons possĂ©dant une limite dâĂ©las-ticitĂ© supĂ©rieure Ă 300 N/mm2.
(6) Lorsque les boulons dâancrage sont munis de plaques dâancrage ou autres Ă©lĂ©ments de rĂ©partition descharges, il convient de ne pas prendre en compte la contribution de lâadhĂ©rence. Il convient que la totalitĂ© de lâeffortsoit transmis par lâintermĂ©diaire du dispositif de rĂ©partition des charges.
LĂ©gende
1 Platine de pied de poteau
2 Mortier de calage
3 Fondation en béton
Figure 6.14 â Fixation des boulons dâancrage
6.2.7 Moment résistant de calcul des assemblages poutre-poteau et de continuité
6.2.7.1 Généralités
(1) Il convient que le moment de calcul appliqué Mj,Ed satisfasse :
... (6.23)
(2) Les mĂ©thodes donnĂ©es en 6.2.7 pour la dĂ©termination du moment rĂ©sistant de calcul dâunassemblage Mj,Rd ne prennent pas en compte un effort normal coexistant Ă©ventuel NEd dans la barre assemblĂ©e.Il convient de ne pas les utiliser si lâeffort normal exercĂ© dans la barre assemblĂ©e excĂšde 5 % de la rĂ©sistanceplastique de calcul Npl,Rd de sa section transversale.
(a) Crochet (b) Plaque dâancrage
Mj,Ed
Mj,Rd------------- 1,0â€
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(3) Si lâeffort normal NEd exercĂ© dans la poutre attachĂ©e excĂšde 5 % de la rĂ©sistance de calcul, Npl,Rd, lamĂ©thode suivante, plaçant du cĂŽtĂ© de la sĂ©curitĂ©, peut ĂȘtre utilisĂ©e :
... (6.24)
oĂč :
Mj,Rd reprĂ©sente le moment rĂ©sistant de lâassemblage, en supposant lâabsence dâeffort normal ;
Nj,Rd reprĂ©sente la effort normal rĂ©sistant de calcul de lâassemblage, en supposant lâabsence de momentappliquĂ©.
(4) Il convient de dĂ©terminer le moment rĂ©sistant de calcul dâun assemblage soudĂ© comme indiquĂ© dans laFigure 6.15 (a).
(5) Il convient de déterminer le moment résistant de calcul d'un assemblage boulonné par une platine d'aboutnon débordante ne comportant qu'une seule rangée de boulons tendus (ou dans laquelle on ne considÚre qu'uneseule rangée de boulons tendus, voir 6.2.3 (6)) comme indiqué dans la Figure 6.15 (c).
(6) Il convient de déterminer le moment résistant de calcul d'un assemblage boulonné avec des corniÚres desemelle comme indiqué dans la Figure 6.15 (b).
(7) Il convient en général de déterminer le moment résistant de calcul d'un assemblage boulonné par platined'about comportant plusieurs rangées de boulons tendus comme indiqué en 6.2.7.2.
(8) Par simplification plaçant du cĂŽtĂ© de la sĂ©curitĂ©, la valeur du moment rĂ©sistant de calcul d'un assemblageavec platine d'about dĂ©bordante ne comportant que deux rangĂ©es de boulons tendus peut ĂȘtre estimĂ©e commeindiquĂ© dans la Figure 6.16, Ă condition que la rĂ©sistance totale FRd ne soit pas supĂ©rieure Ă 3,8 Ft,Rd, oĂč la valeurde Ft,Rd est donnĂ©e dans le Tableau 6.2. Dans ce cas, la totalitĂ© de la rĂ©gion tendue de la platine d'about peut ĂȘtretraitĂ©e comme un seul et unique composant de base. Ă condition que les deux rangĂ©es de boulons soient approxi-mativement Ă©quidistantes de chaque cotĂ© de la semelle de la poutre, cette partie de la platine d'about peut ĂȘtretraitĂ©e comme un tronçon en T pour dĂ©terminer l'effort de la rangĂ©e de boulons F1,Rd. La valeur de F2,Rd peut alorsĂȘtre considĂ©rĂ©e comme Ă©gale Ă celle de F1,Rd, et, par consĂ©quent, la valeur de FRd peut ĂȘtre prise Ă©gale Ă 2F1,Rd.
(9) Il convient de considĂ©rer le centre de compression comme le centre du bloc de contraintes des efforts decompression. Par simplification, le centre de compression peut ĂȘtre pris tel quâindiquĂ© dans la Figure 6.15.
(10) Il convient qu'un assemblage de continuité dans une barre ou une partie soumise à la traction soit calculépour transmettre toutes les sollicitations auxquelles la barre ou la partie est soumise en ce point.
(11) Il convient que les assemblages de continuitĂ© soient calculĂ©s pour maintenir en place les barres assem-blĂ©es. Les forces de frottement entre les surfaces de contact ne peuvent ĂȘtre considĂ©rĂ©es comme fiables pour lemaintien en place des barres assemblĂ©es dans un assemblage de continuitĂ© en compression.
(12) Chaque fois que cela est possible, il convient que les barres soient disposĂ©es de telle sorte que lâaxe neutrede tout matĂ©riau utilisĂ© pour lâassemblage de continuitĂ© coĂŻncide avec lâaxe neutre de la barre. En cas dâexcentri-citĂ©, il convient de prendre en compte les efforts rĂ©sultants.
Mj,Ed
Mj,Rd-------------
Nj,Ed
Nj,Rd-------------+ 1,0â€
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Type dâattache Centre de compression Bras de levier RĂ©partition des efforts
a) Attache soudée Aligné avecla mi-épaisseurde la semelle comprimée
z = h â tfb
h est la hauteur de la poutre assemblée
tfb est lâĂ©paisseur de la semelle de la poutre
b) Attache boulonnée avec corniÚres desemelle
AlignĂ© avec la mi-Ă©paisseur de lâaile de la corniĂšre situĂ©e surla semelle comprimĂ©e
Distance entre le centre de compression et la rangée de boulons tendus
c) Attache avec platine dâaboutboulonnĂ©e Ă une seule rangĂ©e de boulons actifs en traction
Aligné avec la mi-épaisseurde la semelle comprimée
Distance entre le centre de compression et la rangée de boulons tendus
d) Attache avec platine dâaboutdĂ©bordante boulonnĂ©e Ă seulement deux rangĂ©es de boulons actifs en traction
Aligné avec la mi-épaisseur de la semelle comprimée
Par sĂ©curitĂ©, z peut ĂȘtre pris Ă©gal Ă la distance entre le centre de compression et un point situĂ© Ă mi-distance entre ces deux rangĂ©es de boulons
e) Autres attaches avec platine dâaboutboulonnĂ©e Ă deux ou plusieurs rangĂ©es de boulons tendus
Aligné avecla mi-épaisseur de la semelle comprimée
Une valeur approchĂ©e peut ĂȘtre obtenue en prenant la distance entre le centre de compression et un point situĂ© Ă mi-distance entre les deux rangĂ©es de boulons tendus les plus Ă©loignĂ©es
Une valeur plus prĂ©cise peut ĂȘtre dĂ©terminĂ©e en prenant le brasde levier z Ă©gal Ă zeq obtenu au moyen de la mĂ©thode donnĂ©e en 6.3.3.1
Figure 6.15 â Centre de compression, bras de levier z et rĂ©partition des efforts pour calcul du moment rĂ©sistant de calcul Mj,Rd
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Figure 6.16 â ModĂšles simplifiĂ©s pour les assemblages boulonnĂ©savec platines d'about dĂ©bordantes
(13) Lorsque les barres ne sont pas prĂ©parĂ©es pour un appui par contact direct, il convient de prĂ©voir un dispo-sitif de continuitĂ© transmettant les sollicitations dans la barre au droit de lâassemblage, y compris les moments dusĂ lâexcentrement, aux imperfections initiales et aux dĂ©formations du second ordre. Les sollicitations ne doivent pasĂȘtre prises respectivement Ă un moment infĂ©rieur Ă 25 % de la capacitĂ© en flexion de la section la plus faible selonles deux axes et Ă un effort tranchant infĂ©rieur Ă 2,5 % de la capacitĂ© en compression (effort normal) de la sectionla plus faible selon les deux axes.
(14) Lorsque les barres sont préparées pour un appui par contact direct, il convient de dimensionner le dispositifde continuité pour transmettre au moins 25 % de l'effort maximal de compression du poteau.
(15) Il convient que lâalignement des extrĂ©mitĂ©s aboutĂ©es des barres soumises Ă la compression soit maintenupar des couvre-joints ou autres moyens. Il convient que le dispositif dâassemblage de continuitĂ© et ses fixationssoient proportionnĂ©s pour supporter les efforts exercĂ©s au niveau des extrĂ©mitĂ©s aboutĂ©es, agissant dans toutedirection perpendiculaire Ă lâaxe de la barre. Dans le calcul des assemblages de continuitĂ©, il convient de prendreĂ©galement en compte les effets du second ordre.
(16) Il convient que les assemblages de continuité des barres fléchies satisfassent les exigences suivantes :
a) Il convient de traiter les semelles comprimées comme des barres comprimées ;
b) Il convient de traiter les semelles tendues comme des barres tendues ;
c) Il convient de calculer les parties soumises au cisaillement pour quâelle transmettent les effets suivants agis-sant ensemble :
- lâeffort tranchant exercĂ© au niveau de lâassemblage de continuitĂ© ;
- le moment provoquĂ© par lâexcentricitĂ©, sâil y a lieu, des centres de gravitĂ© des groupes de fixations situĂ©sde part et dâautre de lâassemblage de continuitĂ© ;
- la proportion de moment, dĂ©formation ou rotations supportĂ©e par lâĂąme ou la partie concernĂ©e, quelle quesoit lâhypothĂšse de diffusion Ă©ventuelle des contraintes dans les parties adjacentes prise dans le calcul dela barre ou de la partie concernĂ©e.
6.2.7.2 Assemblages poutre-poteau avec attaches boulonnĂ©es par platines dâabout
(1) Le moment rĂ©sistant de calcul Mj,Rd d'un assemblage poutre-poteau avec attache boulonnĂ©e par platined'about peut ĂȘtre dĂ©terminĂ© par :
... (6.25)
oĂč :
Ftr,Rd est la résistance de calcul à la traction efficace de la rangée de boulons r ;
hr est la distance entre la rangée de boulons r et le centre de compression ;
r est le numéro de rangée de boulons.
NOTE Dans un assemblage boulonné comportant plusieurs rangées de boulons tendus, les rangées de boulons sontnumérotées en partant de la rangée de boulons la plus éloignée du centre de compression.
Mj,Rd hrFtr,Rd
râ=
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(2) Pour les attaches boulonnées par platines d'about, il convient de supposer que le centre de compressionest aligné avec l'axe à mi-épaisseur de la semelle comprimée de la barre assemblée.
(3) Il convient de déterminer en séquence la résistance de calcul à la traction efficace Ftr,Rd pour chaque ran-gée de boulons, en commençant par la rangée de boulons 1, la plus éloignée du centre de compression, puis larangée de boulons 2, etc.
(4) Lors de la détermination de la résistance de calcul à la traction efficace de Ftr,Rd pour la rangée deboulons r, il convient de négliger la résistance de calcul à la traction efficace de toutes les autres rangées de bou-lons plus proches du centre de compression.
(5) Il convient de considérer la résistance de calcul à la traction efficace Ftr,Rd de la rangée de boulons r commeégale à sa résistance de calcul à la traction Ftr,Rd en tant que rangée de boulons isolée déterminée par 6.2.7.2(6), réduite si nécessaire pour répondre aux conditions énoncées en 6.2.7.2 (7), (8) et (9).
(6) Il convient de considérer la résistance de calcul à la traction Ftr,Rd de la rangée de boulons r en tant querangée de boulons isolée, comme égale à la plus petite valeur de résistance de calcul à la traction pour une rangéede boulons isolée pour les composants suivantes :
â lâĂąme de poteau tendue Ft,wc,Rd voir 6.2.6.3 ;
â la semelle de poteau flĂ©chie Ft,fc,Rd voir 6.2.6.4 ;
â la platine dâabout flĂ©chie Ft,ep,Rd voir 6.2.6.5 ;
â lâĂąme de poutre tendue Ft,wb,Rd voir 6.2.6.8.
(7) Il convient, si nécessaire, de réduire la résistance de calcul à la traction efficace Ftr,Rd de la rangée de boulonsr en-dessous de la valeur de Ftr,Rd, afin de s'assurer que, lorsque l'on tient compte de la totalité des rangées deboulons jusqu'à la rangée de boulon r comprise, les conditions suivantes sont satisfaites :
â la rĂ©sistance de calcul totale ÎŁFt,Rd †Vwp,Rd /b â avec b dâaprĂšs 5.3 (7) voir 6.2.6.1 ;
â la rĂ©sistance de calcul totale ÎŁFt,Rd ne dĂ©passe pas la plus petite des deux valeurs suivantes :
- la rĂ©sistance de calcul de lâĂąme de poteau comprimĂ©e Fc,wc,Rd voir 6.2.6.2 ;
- la rĂ©sistance de calcul de la semelle et de lâĂąme de poutre comprimĂ©es Fc,fb,Rd voir 6.2.6.7.
(8) Il convient, si nĂ©cessaire, de rĂ©duire la rĂ©sistance de calcul Ă la traction efficace Ftr,Rd de la rangĂ©e de bou-lons r au-dessous de la valeur de Ft,Rd, afin de s'assurer que la somme des rĂ©sistances de calcul prises pour lesrangĂ©es de boulons, jusqu'Ă la rangĂ©e de boulon r comprise, qui font partie du mĂȘme groupe de rangĂ©es de bou-lons, ne soit pas supĂ©rieure Ă la rĂ©sistance de calcul de ce groupe dans son ensemble. Il convient de faire cettevĂ©rification pour les composants de base suivantes :
â lâĂąme de poteau tendue Ft,wc,Rd voir 6.2.6.3 ;
â la semelle de poteau flĂ©chie Ft,fc,Rd voir 6.2.6.4 ;
â la platine dâabout flĂ©chie Ft,ep,Rd voir 6.2.6.5 ;
â lâĂąme de poutre tendue Ft,wb,Rd voir 6.2.6.8.
(9) Lorsque la résistance de calcul à la traction efficace Ftx,Rd d'une des rangées de boulons précédentes x estsupérieure à 1,9 Ft,Rd, alors il convient, si nécessaire, de réduire la résistance de calcul à la traction efficace Ftr,Rdpour la rangée de boulons r afin de s'assurer que :
... (6.26)
oĂč :
hx est la distance entre la rangée de boulons x et le centre de compression ;
x est la rangée de boulons la plus éloignée du centre de compression qui possÚde une résistance de calculà la traction supérieure à 1,9 Ft,Rd.
NOTE LâAnnexe Nationale peut donner de plus amples informations sur l'utilisation de lâĂ©quation (6.26).
Ftr,Rd Ftx,Rdhr hxââ€
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(10) La mĂ©thode dĂ©crite en 6.2.7.2 (1) Ă 6.2.7.2 (9) peut ĂȘtre appliquĂ©e Ă un assemblage de continuitĂ© de pou-tres boulonnĂ© avec platines d'about soudĂ©es, voir Figure 6.17, en omettant les aspects concernant le poteau.
Figure 6.17 â Assemblages de continuitĂ© de poutres boulonnĂ©savec platines d'about soudĂ©es
6.2.8 RĂ©sistance des pieds de poteaux par plaque dâassise
6.2.8.1 Généralités
(1) Il convient que les pieds de poteaux possÚdent des dimensions, une rigidité et une résistance suffisantespour transmettre les efforts normaux, les moments fléchissants et les efforts tranchants exercés dans les poteauxà leurs fondations ou autres appuis sans excéder la capacité de résistance aux charges de ces appuis.
(2) La rĂ©sistance de calcul Ă la pression entre la plaque dâassise et son appui peut ĂȘtre dĂ©terminĂ©e sur la basedâune distribution uniforme de lâeffort de compression sur lâaire dâappui. Pour les fondations en bĂ©ton, il convientque la contrainte de pression nâexcĂšde pas la rĂ©sistance de calcul Ă la pression, fjd, donnĂ©e en 6.2.5 (7).
(3) Pour un pied de poteau soumis Ă une combinaison dâeffort normal et de flexion, les efforts exercĂ©s entre laplaque dâassise et son appui peuvent prendre lâune des formes de rĂ©partition suivantes selon la grandeur relativedu moment flĂ©chissant et de lâeffort normal appliquĂ©s :
â Dans le cas dâun effort normal de compression dominant, une compression totale peut se dĂ©velopper sous lesdeux semelles de poteau, comme indiquĂ© dans la Figure 6.18 (a).
â Dans le cas dâun effort normal de traction dominant, une traction totale peut se dĂ©velopper sous les deuxsemelles de poteau, comme indiquĂ© dans la Figure 6.18 (b).
â Dans le cas dâun moment flĂ©chissant dominant, une compression peut se dĂ©velopper sous lâune des semellesde poteau et une traction sous lâautre, comme indiquĂ© dans la Figure 6.18 (c) et la Figure 6.18 (d).
(4) Il convient que les plaques dâassise de poteau soient calculĂ©es au moyen des mĂ©thodes appropriĂ©es don-nĂ©es en 6.2.8.2 et 6.2.8.3.
(5) Il convient dâutiliser lâune des mĂ©thodes suivantes pour assurer la rĂ©sistance Ă lâeffort tranchant exercĂ© entrela plaque dâassise et son appui :
â RĂ©sistance par frottement au niveau de la liaison entre la plaque dâassise et son appui, ajoutĂ©e Ă la rĂ©sistanceau cisaillement des boulons dâancrage.
â RĂ©sistance au cisaillement de la partie environnante de la fondation.
Si des boulons dâancrage sont utilisĂ©s pour rĂ©sister aux efforts tranchants exercĂ©s entre la plaque dâassise et sonappui, il convient de vĂ©rifier Ă©galement la rupture du bĂ©ton en pression diamĂ©trale selon lâEN 1992.
Lorsque les mĂ©thodes ci-dessus sont inadĂ©quates, il convient dâutiliser des Ă©lĂ©ments spĂ©ciaux comme des bĂȘchespour transmettre les efforts tranchants entre la plaque dâassise et son appui.
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Figure 6.18 â DĂ©termination du bras de levier z pour les assemblages de pied de poteau
6.2.8.2 Pieds de poteaux soumis uniquement Ă des efforts normaux
(1) La rĂ©sistance de calcul, Nj,Rd, dâune plaque dâassise de poteau symĂ©trique soumise Ă un effort normal decompression centrĂ© peut ĂȘtre dĂ©terminĂ©e en effectuant la somme de la rĂ©sistance de calcul individuelle FC,Rd destrois tronçons en T illustrĂ©s dans la Figure 6.19 (deux tronçons en T sous les semelles du poteau et un tronçonen T sous lâĂąme du poteau). Il convient que les trois tronçons en T ne se recouvrent pas, voir Figure 6.19. Ilconvient de dĂ©terminer la rĂ©sistance de calcul de ces tronçons en T au moyen de la mĂ©thode donnĂ©e en 6.2.5.
LĂ©gende
1 Tronçons en T n° 1
2 Tronçons en T n° 2
3 Tronçons en T n° 3
Figure 6.19 â Tronçons en T ne se recouvrant pas
6.2.8.3 Pieds de poteaux soumis à des efforts normaux et à des moments fléchissants
(1) Le moment rĂ©sistant de calcul Mj,Rd dâun pied de poteau soumis Ă une combinaison dâeffort normal et demoment flĂ©chissant peut ĂȘtre dĂ©terminĂ© au moyen de la mĂ©thode donnĂ©e dans le Tableau 6.7 oĂč la contributionde la rĂ©sistance Ă la compression de la portion de bĂ©ton situĂ©e juste sous lâĂąme de poteau (tronçon en T n° 2 dela Figure 6.19) est omise. Les paramĂštres suivants sont utilisĂ©s dans cette mĂ©thode :
â FT,l,Rd est la rĂ©sistance de calcul Ă la traction du cĂŽtĂ© gauche de lâassemblage voir 6.2.8.3 (2)
â FT,r,Rd est la rĂ©sistance de calcul Ă la traction du cĂŽtĂ© droit de lâassemblage voir 6.2.8.3 (3)
â FC,l,Rd est la rĂ©sistance de calcul Ă la compression du cĂŽtĂ© gauche de lâassemblage voir 6.2.8.3 (4)
â FC,r,Rd est la rĂ©sistance de calcul Ă la compression du cĂŽtĂ© droit de lâassemblage voir 6.2.8.3 (5)
(2) Il convient de prendre la rĂ©sistance de calcul Ă la traction FT,l,Rd du cĂŽtĂ© gauche de lâassemblage Ă©gale auxplus petites valeurs de la rĂ©sistance de calcul des composants de base suivants :
â Ăąme de poteau tendue sous la semelle de poteau gauche Ft,wc,Rd voir 6.2.6.3 ;
â plaque dâassise flĂ©chie sous la semelle de poteau gauche Ft,pl,Rd voir 6.2.6.11.
a) Assemblage de pied de poteau dans le casdâun effort normal de compression dominant
b) Assemblage de pied de poteau dans le casdâun effort normal de traction dominant
c) Assemblage de pied de poteau dans le casdâun moment flĂ©chissant dominant
d) Assemblage de pied de poteau dans le casdâun moment flĂ©chissant dominant
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(3) Il convient de prendre la rĂ©sistance de calcul Ă la traction FT,r,Rd du cĂŽtĂ© droit de lâassemblage Ă©gale auxplus petites valeurs de la rĂ©sistance de calcul des composants de base suivants :
â Ăąme de poteau tendue sous la semelle de poteau droite Ft,wc,Rd voir 6.2.6.3 ;
â plaque dâassise flĂ©chie sous la semelle de poteau droite Ft,pl,Rd voir 6.2.6.11.
(4) Il convient de prendre la rĂ©sistance de calcul Ă la compression FC,l,Rd du cĂŽtĂ© gauche de lâassemblageĂ©gale aux plus petites valeurs de la rĂ©sistance de calcul des composants de base suivants :
â bĂ©ton comprimĂ© sous la semelle de poteau gauche Fc,pl,Rd voir 6.2.6.9 ;
â Ăąme et semelle de poteau gauches comprimĂ©es Fc,fc,Rd voir 6.2.6.7.
(5) Il convient de prendre la rĂ©sistance de calcul Ă la compression FC,r,Rd du cĂŽtĂ© droit de lâassemblage Ă©galeaux plus petites valeurs de la rĂ©sistance de calcul des composants de base suivants :
â bĂ©ton comprimĂ© sous la semelle de poteau droite Fc,pl,Rd voir 6.2.6.9 ;
â Ăąme et semelle de poteau droites comprimĂ©es Fc,fc,Rd voir 6.2.6.7.
(6) Pour le calcul de zT,l, zC,l, zT,r, zC,r voir 6.2.8.1.
6.3 Rigidité en rotation
6.3.1 ModĂšle de base
(1) Il convient de dĂ©terminer la rigiditĂ© en rotation dâun assemblage Ă partir des flexibilitĂ©s de ses composantsde base, chacun reprĂ©sentĂ© par un coefficient de rigiditĂ© Ă©lastique ki calculĂ© selon 6.3.2.
NOTE Ces coefficients de rigidité élastique sont destinés à une application générale.
(2) Pour un assemblage par platine dâabout boulonnĂ© comportant plus d'une rangĂ©e de boulons tendus, ilconvient de combiner les coefficients de rigiditĂ© ki pour les composants de base appropriĂ©s. Pour les assemblagespoutre-poteau et pour les assemblages de continuitĂ© de poutres, une mĂ©thode est donnĂ©e en 6.3.3 et pour lespieds de poteaux une mĂ©thode est donnĂ©e en 6.3.4.
Tableau 6.7 â Moment rĂ©sistant de calcul Mj,Rd des pieds de poteaux
Chargement Bras de levier z Moment résistant de calcul Mj,Rd
CÎté gauche tendu
CÎté droit comprimé
z = zT,l + zC,r NEd > 0 et e > zT,l NEd †0 et e †â zC,r
La plus petite des valeurs et
CÎté gauche tendu
CÎté droit tendu
z = zT,l + zT,r NEd > 0 et 0 < e < zT,l NEd > 0 et â zT,r < e †0
La plus petite des valeurs
et
La plus petite des valeurs
et
CÎté gauche comprimé
CÎté droit tendu
z = zC,l + zT,r NEd > 0 et e †â zT,r NEd †0 et e > zC,l
La plus petite des valeurs et
CÎté gauche comprimé
CÎté droit comprimé
z = zC,l + zC,r NEd †0 et 0 < e < zC,l NEd †0 et â zC,r < e †0
La plus petite des valeurs
et
La plus petite des valeurs
et
MEd > 0 est dans le sens des aiguilles dâune montre, NEd > 0 est de la traction
FT,1,Rdz
zC,r e 1+â--------------------------
Fâ C,r,Rd z
zT,1 e 1ââ--------------------------
FT,1,Rdz
zT,r e 1+â--------------------------
FT,r,Rdz
zT,1 e 1ââ---------------------------
FT,1,Rdz
zT,r e 1+â--------------------------
FT,1,Rdz
zT,1 e 1ââ---------------------------
Fâ C,1,Rd z
zT,r e 1+â--------------------------
FT,r,Rdz
zC,1 e 1ââ---------------------------
Fâ C,1,Rd z
zC,r e 1+â--------------------------
Fâ C,r,Rd z
zC,1 e 1ââ---------------------------
Fâ C,1,Rd z
zC,r e 1+â--------------------------
Fâ C,r,Rd z
zC,1 e 1ââ---------------------------
eMEd
NEd----------
MRd
NRd-----------= =
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(3) Dans un assemblage par platine d'about boulonnĂ© comportant plus d'une rangĂ©e de boulons tendus, parsimplification, la contribution dâune rangĂ©e de boulons quelconque peut ĂȘtre nĂ©gligĂ©e, Ă condition que les contri-butions de toutes les autres rangĂ©es de boulons plus proches du centre de compression soient aussi nĂ©gligĂ©es.Il nâest pas nĂ©cessaire que le nombre de rangĂ©es de boulons retenues soit le mĂȘme que pour la dĂ©termination dumoment rĂ©sistant de calcul.
(4) Ă condition que lâeffort normal NEd exercĂ© dans la barre attachĂ©e nâexcĂšde pas 5 % de la rĂ©sistance decalcul Npl,Rd de sa section transversale, la rigiditĂ© en rotation Sj dâun assemblage poutre-poteau ou dâun assem-blage de continuitĂ© de poutre, pour un moment Mj,Ed infĂ©rieur au moment rĂ©sistant de calcul Mj,Rd de lâassem-blage, peut ĂȘtre obtenu avec une prĂ©cision suffisante au moyen de lâexpression :
... (6.27)
oĂč :
ki est le coefficient de rigiditĂ© pour le composant de base dâassemblage i ;
z est le bras de levier, voir 6.2.7 ;
l est le rapport de rigidité Sj,ini / Sj, voir 6.3.1 (6);
NOTE La rigiditĂ© en rotation initiale Sj,ini de lâassemblage est donnĂ©e par lâexpression (6.27) avec l = 1,0.
(5) La rigiditĂ© en rotation Sj dâun pied de poteau, pour un moment Mj,Ed infĂ©rieur au moment rĂ©sistant decalcul Mj,Rd de lâassemblage, peut ĂȘtre obtenu avec une prĂ©cision suffisante au moyen des dispositions donnĂ©esen 6.3.4.
(6) Il convient de déterminer le rapport de rigidité l de la façon suivante :
â si Mj,Ed †2/3 Mj,Rd :
l = 1 ... (6.28 a)
â si 2/3 Mj,Rd < Mj,Ed †Mj,Rd :
... (6.28 b)
oĂč le coefficient w est tirĂ© du Tableau 6.8.
(7) Les composants de base quâil convient de prendre en compte dans le calcul de la rigiditĂ© dâun assemblagepoutre-poteau soudĂ© et un assemblage par corniĂšres de semelle boulonnĂ©es sont donnĂ©s dans le Tableau 6.9.De mĂȘme, les composants de base pour une attache boulonnĂ©e Ă platine dâabout et une plaque dâassise sont don-nĂ©s dans le Tableau 6.10. Dans ces deux tableaux, les coefficients de rigiditĂ©, ki, pour les composants de basesont dĂ©finis dans le Tableau 6.11.
(8) Pour les assemblages poutre-poteau par platine d'about, il convient de suivre la procédure suivante pourévaluer la rigidité de l'assemblage. Il convient de déterminer pour l'assemblage un coefficient de rigidité équiva-lente keq et un bras de levier équivalent zeq, selon 6.3.3. Il convient alors de déterminer la rigidité de l'assemblagepar 6.3.1 (4), en utilisant les coefficients de rigidité keq (pour l'assemblage), k1 (pour l'ùme du poteau cisaillée), etun bras de levier z égal au bras de levier équivalent zeq de l'assemblage.
Tableau 6.8 â Valeur du coefficient w
Type dâattache w
Soudée 2,7
Platine dâabout boulonnĂ©e 2,7
CorniÚres de semelle boulonnées 3,1
Plaques dâassise de poteau 2,7
SjEz
2
l 1ki----
iâ
----------------=
l 1,5Mj,Ed Mj,Rdââ â â â
w
=
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Tableau 6.9 â Assemblages Ă attaches soudĂ©es ou Ă corniĂšres de semelle boulonnĂ©es
Assemblage poutre-poteau à attaches soudéesCoefficients de rigidité ki
Ă prendre en compte
Unilatéral k1 ; k2 ; k3
BilatĂ©ral â Moments Ă©gaux et opposĂ©s k2 ; k3
BilatĂ©ral â Moments inĂ©gaux k1 ; k2 ; k3
Assemblage poutre-poteau à corniÚresde semelle boulonnées
Coefficients de rigidité kià prendre en compte
Unilatéral k1 ; k2 ; k3 ; k4 ; k6 ; k10 ; k11 *) ; k12 **)
BilatĂ©ral â Moments Ă©gaux et opposĂ©s k2 ; k3 ; k4 ; k6 ; k10 ; k11 *) ; k12 **)
BilatĂ©ral â Moments inĂ©gaux k1 ; k2 ; k3 ; k4 ; k6 ; k10 ; k11 *) ; k12 **)
Moments égaux et opposés Moments inégaux
*) Deux coefficients k11, un pour chaque semelle.
**) Quatre coefficients k12, un pour chaque semelle et un pour chaque corniĂšre.
Tableau 6.10 â Assemblages boulonnĂ©es par platines dâabout et plaques dâassise de poteaux
Assemblage poutre-poteau boulonnĂ©par platine dâabout
Nombre de rangées de boulons tendus
Coefficients de rigidité ki à prendre en compte
UnilatéralUne k1 ; k2 ; k3 ; k4 ; k5 ; k10
Deux ou plus k1 ; k2 ; keq
BilatĂ©ral â Moments Ă©gaux et opposĂ©sUne k2 ; k3 ; k4 ; k5 ; k10
Deux ou plus k2 ; keq
BilatĂ©ral â Moments inĂ©gauxUne k1 ; k2 ; k3 ; k4 ; k5 ; k10
Deux ou plus k1 ; k2 ; keq
ContinuitĂ© de poutre par platine dâabout boulonnĂ©e
Nombre de rangéesde boulons tendus
Coefficients de rigidité kià prendre en compte
BilatĂ©ral â Moments Ă©gaux et opposĂ©sUne k5 [gauche] ; k5 [droit] ; k10
Deux ou plus keq
Plaques dâassiseNombre de rangĂ©esde boulons tendus
Coefficients de rigidité kià prendre en compte
Plaques dâassise
Une k13 ; k15 ; k16
Deux ou plus k13 ; k15 et k16 pour chaque rangée de boulons
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6.3.2 Coefficients de rigiditĂ© pour les composants dâassemblages de base
(1) Il convient de déterminer les coefficients de rigidité pour les composants d'assemblages de base au moyendes expressions données dans le Tableau 6.11.
Tableau 6.11 â Coefficients de rigiditĂ© pour les composants dâassemblages de base
Composant Coefficient de rigidité ki
Panneau dâĂąme de poteau en cisaillement
Attache non raidie, assemblage unilatĂ©ral, ou assemblagebilatĂ©ral oĂč les hauteurs de poutres sont identiques
Attache raidie
k1 = â
z est le bras de levier dâaprĂšs la Figure 6.15 ;
b est le paramĂštre de transformation selon 5.3 (7).
Ăme de poteau comprimĂ©e Attache non raidie Attache raidie
k2 = â
beff,c,wc est la largeur efficace selon 6.2.6.2
Ăme de poteau tendue Attache boulonnĂ©e raidie ou non raidie avec une seule rangĂ©e de boulons tendus ou attache soudĂ©e non raidie
Attache soudée raidie
k3 = â
beff,t,wc est la largeur efficace de lâĂąme de poteau tendue selon 6.2.6.3. Pour un assemblage comportantune seule rangĂ©e de boulons tendus, il convient de prendre beff,t,wc Ă©gale Ă la plus petite valeurdes longueurs efficaces leff (isolĂ©ment ou en tant que partie dâun groupe de rangĂ©es de boulons) donnĂ©espour cette rangĂ©e de boulons dans le Tableau 6.4 (pour une semelle de poteau non raidie) ou dans leTableau 6.5 (pour une semelle de poteau raidie).
Semelle de poteau fléchie (pour une seule rangéede boulons tendus)
leff est la plus petite des longueurs efficaces (isolĂ©ment ou en tant que partie dâun groupe de rangĂ©es deboulons) donnĂ©es pour cette rangĂ©e de boulons dans le Tableau 6.4 pour une semelle de poteau nonraidie ou dans le Tableau 6.5 pour une semelle de poteau raidie ;
m est tel que défini dans la Figure 6.8 ;
Platine dâabout flĂ©chie(pour une seule rangĂ©e de boulons tendus)
leff est la plus petite des longueurs efficaces (isolĂ©ment ou en tant que partie dâun groupe de rangĂ©es deboulons) donnĂ©es pour cette rangĂ©e de boulons dans le Tableau 6.6 ;
m est gĂ©nĂ©ralement tel que dĂ©fini dans la Figure 6.11, mais pour une rangĂ©e de boulons situĂ©e dans ledĂ©bord dâune platine dâabout dĂ©bordante m = mx, oĂč mx est tel que dĂ©fini dans la Figure 6.10.
CorniÚre de semelle fléchie
leff est la longueur efficace de la corniĂšre de semelle selon la Figure 6.12 ;
m est tel que défini dans la Figure 6.13.
Boulons tendus (pour une seule rangée de boulons)
k10 = 1,6 As/Lb précontraint ou non précontraint
Lb est la longueur utile du boulon subissant un allongement, prise Ă©gale Ă la longueur de serrage(Ă©paisseur totale des plaques et des rondelles), plus la moitiĂ© de la somme de la hauteur de la tĂȘte deboulon et de la hauteur de lâĂ©crou.
(Ă suivre)
k10,38 AVC
bz------------------------=
k20,7 beff,c,wc twc
dc-------------------------------------=
k30,7 beff,t,wctwc
dc------------------------------------=
k40,9 lefftfc
3
m3------------------------=
k50,9 lefftp
3
m3-----------------------=
k60,9 leffta
3
m3-----------------------=
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Boulons en cisaillement Non précontraint Précontraint *)
k11 = â
dM16 diamĂštre nominal dâun boulon M16 ;
nb nombre de rangées de boulons en cisaillement.
Boulons en pression diamĂ©trale (pour chaque composant j sur lequel le boulon sâappuie)
Non précontraint Précontraint *)
k12 = â
kb = kb1
mais kb †kb2
kb1 = 0,25 eb / d + 0,5
mais kb1 †1,25
kb2 = 0,25 pb / d + 0,375
mais kb2 â€1,25
kt = 1,5 tj / dM16
mais kt †2,5
eb pince entre la rangée de boulons et le bord libre de la plaque dans le sens de transmission des charges ;
fu rĂ©sistance Ă la traction ultime de lâacier sur lequel le boulon sâappuie ;
pb entraxe des rangées de boulons dans le sens de transmission des charges ;
tj Ă©paisseur de ce composant.
Béton comprimé (scellement compris)
beff largeur efficace de la semelle de tronçon en T, voir 6.2.5 (3) ;
leff longueur efficace de la semelle de tronçon en T, voir 6.2.5 (3).
Plaque flĂ©chie sous lâeffetde la compression
k14 = âCe coefficient est dĂ©jĂ pris en compte dans le calcul du coefficient de rigiditĂ© k13
Plaque dâabout de pied de poteau flĂ©chie sous lâeffet de la traction (pour une seule rangĂ©e de boulons tendus)
Avec effet de levier **) Sans effet de levier **)
leff longueur efficace de la semelle de tronçon en T, voir 6.2.5 (3) ;
tp Ă©paisseur de la plaque dâassise ;
m distance selon la Figure 6.8.
Boulons dâancrage tendus Avec effet de levier **) Sans effet de levier **)
k16 = 1,6 As/Lb k16 = 2,0 As/Lb
Lb est la longueur déformable de la tige, prise égale à la somme de 8 fois le diamÚtre nominal du boulon,de couche de scellement, de l'épaisseur de la platine, de la rondelle et de la moitié de la hauteur de l'écrou.
*) Ă condition que les boulons aient Ă©tĂ© calculĂ©s pour empĂȘcher le glissement en pression diamĂ©trale au niveau de charge concernĂ©.
**) Des effets de levier peuvent se produire, si .
NOTE 1 Lors du calcul de beff et leff il convient de prendre la distance c Ă©gale Ă 1,25 fois lâĂ©paisseur de la plaque dâabout.
NOTE 2 Il convient de considĂ©rer que les contreplaques nâaffectent pas la rigiditĂ© en rotation Sj de lâassemblage.
NOTE 3 Pour les soudures (k19) il convient de prendre le coefficient de rigiditĂ© infini. Il nâest pas nĂ©cessaire de prendre en compte cecomposant dans le calcul de la rigiditĂ© en rotation Sj.
NOTE 4 Pour les semelle et Ăąme de poutre comprimĂ©es (k7), Ăąme de poutre tendue (k8), plaque tendue ou comprimĂ©e (k9), poutre Ă jarrets (k20), il convient de prendre les coefficients de rigiditĂ© Ă©gaux Ă lâinfini. Il nâest pas nĂ©cessaire de prendre en compte ces composantsdans le calcul de la rigiditĂ© en rotation Sj.
NOTE 5 Lorsquâune doublure dâĂąme est utilisĂ©e, il convient dâaugmenter les coefficients de rigiditĂ© pour les composants de basedâassemblage appropriĂ©s k1 Ă k3 de la façon suivante :
â il convient que k1 pour le panneau dâĂąme de poteau en cisaillement soit basĂ© sur lâaire de cisaillement augmentĂ©e Avc selon 6.2.6.1 (6) ;
â il convient que k2 pour lâĂąme de poteau comprimĂ©e soit basĂ© sur lâĂ©paisseur efficace de lâĂąme selon 6.2.6.2 (6) ;
â il convient que k3 pour lâĂąme de poteau tendue soit basĂ© sur lâĂ©paisseur efficace de lâĂąme selon 6.2.6.3 (8).
Tableau 6.11 â Coefficients de rigiditĂ© pour les composants dâassemblages de base (suite)
Composant Coefficient de rigidité ki
k11 ou k17( )16nbd2fub
EdM16---------------------------=
k12 ou k18( )24nbkbktdfu
E---------------------------------=
k13Ec beffleff
1,275E----------------------------=
k150,85 leff tp
3
m3--------------------------= k15
0,425 lefftp3
m3-----------------------------=
Lb
8,8m3As
lefft3
-----------------------â€
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6.3.3 Assemblages par platines dâabout comportant plus d'une rangĂ©e de boulons tendus
6.3.3.1 Méthode générale
(1) Pour les assemblages par platines d'about comportant plus d'une rangée de boulons tendus, il convient dereprésenter les composants relatifs à la totalité de ces rangées de boulons par un seul et unique coefficient derigidité équivalent keq déterminé par :
... (6.29)
oĂč :
hr est la distance entre la rangée de boulons r et le centre de compression ;
keff,r est le coefficient de rigidité efficace pour la rangée de boulons r tenant compte des coefficients de rigidité kipour les composants de base énumérés en 6.3.3.1 (4) ou 6.3.3.1 (5) selon le cas ;
zeq est le bras de levier Ă©quivalent, voir 6.3.3.1 (3).
(2) Il convient de dĂ©terminer le coefficient de rigiditĂ© efficace keff,r pour la rangĂ©e de boulons r au moyen delâexpression :
... (6.30)
oĂč :
ki,r est le coefficient de rigidité représentant le composant i, considérant la rangée de boulons r.
(3) Il convient de dĂ©terminer le bras de levier Ă©quivalent zeq au moyen de lâexpression :
... (6.31)
(4) Dans le cas d'un assemblage poutre-poteau par platine d'about, il convient dâutiliser keq en lieu et place descoefficients de rigiditĂ© ki pour :
â l'Ăąme de poteau tendue (k3) ;
â la semelle de poteau flĂ©chie (k4) ;
â la platine d'about flĂ©chie (k5) ;
â les boulons tendus (k10).
(5) Dans le cas d'un assemblage de continuitĂ© de poutres par platines d'about boulonnĂ©es, il convientdâutiliser keq en lieu et place des coefficients de rigiditĂ© ki pour :
â les platines d'about flĂ©chies (k5) ;
â les boulons tendus (k10).
6.3.3.2 Méthode simplifiée pour les platines d'about débordantes comportant deux rangées de boulonstendus
(1) Pour les attaches par platines d'about débordantes comportant deux rangées de boulons tendus (une dansla partie débordante de la platine d'about et une entre les semelles de la poutre, voir Figure 6.20), on peut utiliserun ensemble de valeurs modifiées pour les coefficients de rigidité des composants concernés afin de tenir comptede la contribution combinée des deux rangées de boulons. Il convient de prendre chacune de ces valeurs modi-fiées égale au double de la valeur correspondante pour une seule rangée de boulons dans la partie débordantede la platine d'about.
NOTE Ce calcul approché entraßne une légÚre sous-estimation de la rigidité en rotation.
keq
keff,rhr
râ
zeq-------------------------=
keff,r1
1ki,r-------
iâ---------------=
zeq
keff,rhr2
râ
keff,rhr
râ--------------------------=
(fin)
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(2) Lorsque l'on utilise cette mĂ©thode simplifiĂ©e, il convient dâadopter pour le bras de levier z la distance sĂ©parantle centre de compression d'un point situĂ© Ă mi-distance entre les deux rangĂ©es de boulons tendus, voir Figure 6.20.
Figure 6.20 â Bras de levier z pour la mĂ©thode simplifiĂ©e
6.3.4 Pieds de poteaux
(1) La rigiditĂ© en rotation, Sj, dâun pied de poteau soumis Ă une combinaison dâeffort normal et de momentflĂ©chissant peut ĂȘtre calculĂ©e au moyen de la mĂ©thode donnĂ©e dans le Tableau 6.12. Cette mĂ©thode utilisecoefficients de rigiditĂ© suivants :
kT,l est le coefficient de rigiditĂ© en traction du cĂŽtĂ© gauche de lâassemblage. Il convient de prendre son inverseĂ©gal Ă la somme des inverses des coefficients de rigiditĂ© k15 et k16 agissant sur le cĂŽtĂ© gauche de lâassem-blage, (voir Tableau 6.11).
kT,r est le coefficient de rigiditĂ© en traction kT,r du cĂŽtĂ© droit de lâassemblage. Il convient de prendre son inverseĂ©gal Ă la somme des inverses des coefficients de rigiditĂ© k15 et k16 agissant sur le cĂŽtĂ© droit de lâassem-blage, (voir Tableau 6.11).
kC,l est le coefficient de rigiditĂ© en compression du cĂŽtĂ© gauche de lâassemblage. Il convient de le prendre Ă©galĂ la somme des coefficients de rigiditĂ© k13 agissant sur le cĂŽtĂ© gauche de lâassemblage, (voir Tableau 6.11).
kC,r est le coefficient de rigiditĂ© en compression kC,r du cĂŽtĂ© droit de lâassemblage. Il convient de le prendre Ă©galĂ la somme des coefficients de rigiditĂ© k13 agissant sur le cĂŽtĂ© droit de lâassemblage, (voir Tableau 6.11).
(2) Pour le calcul de zT,l, zC,l, zT,r, zC,r voir 6.2.8.1.
Tableau 6.12 â RigiditĂ© en rotation Sj des pieds de poteaux
Chargement Bras de levier z Rigidité en rotation Sj,ini
CÎté gauche tendu
CÎté droit comprimé
z = zT,l + zC,r NEd > 0 et e > zT,l NEd †0 et e †â zC,r
oĂč
CÎté gauche tendu
CÎté droit tendu
z = zT,l + zT,r NEd > 0 et 0 < e < zT,l NEd > 0 et â zT,r < e †0
oĂč
CÎté gauche comprimé
CÎté droit tendu
z = zC,l + zT,r NEd > 0 et e †â zT,r NEd †0 et e > zC,l
oĂč
CÎté gauche comprimé
CÎté droit comprimé
z = zC,l + zC,r NEd †0 et 0 < e < zC,l NEd †0 et â zC,r < e †0
oĂč
MEd > 0 est dans le sens des aiguilles dâune montre, NEd > 0 est en traction, l voir 6.3.1 (6).
Ez2
l 1 kT,1 1+â kC,rââ â â â
------------------------------------------------- ee ek+--------------- ek
zC,rkC,r zT,1kT,1â
kT,1 kC,r+---------------------------------------------=
Ez2
l 1 kT,1 1+â kT,rââ â â â
------------------------------------------------- ee ek+--------------- ek
zT,rkT,r zT,1kT,1â
kT,1 kT,r+---------------------------------------------=
Ez2
l 1 kC,1 1+â kT,rââ â â â
-------------------------------------------------- ee ek+--------------- ek
zT,rkT,r zC,1kC,1â
kC,1 kT,r+-----------------------------------------------=
Ez2
l 1 kC,1 1+â kC,rââ â â â
-------------------------------------------------- ee ek+--------------- ek
zC,rkC,r zC,1kC,1â
kC,1 kC,r+------------------------------------------------=
eMEd
NEd----------
MRd
NRd-----------= =
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6.4 Capacité de rotation
6.4.1 Généralités
(1)P Dans le cas dâune analyse rigide-plastique globale, un assemblage situĂ© au niveau dâune rotule plastiquedoit possĂ©der une capacitĂ© de rotation suffisante.
(2) La capacitĂ© de rotation dâun assemblage boulonnĂ© ou soudĂ© peut ĂȘtre dĂ©terminĂ©e au moyen des disposi-tions donnĂ©es en 6.4.2 ou 6.4.3. Les rĂšgles donnĂ©es dans ces articles sont uniquement valables pour les nuancesdâacier S235, S275 et S355 et pour les assemblages oĂč la valeur de calcul de lâeffort normal NEd exercĂ© dans labarre attachĂ©e nâexcĂšde pas 5 % de la rĂ©sistance plastique de calcul Npl,Rd de sa section transversale.
(3) Comme alternative Ă 6.4.2 et 6.4.3, il nâest pas nĂ©cessaire de vĂ©rifier la capacitĂ© de rotation dâun assem-blage Ă condition que le moment rĂ©sistant de calcul Mj,Rd de lâassemblage soit au moins Ă©gal Ă 1,2 fois la rĂ©sis-tance plastique de calcul Mp,Rd de la section de la barre attachĂ©e.
(4) Dans les cas non couverts par 6.4.2 et 6.4.3, la capacitĂ© de rotation peut ĂȘtre dĂ©terminĂ©e par des essaisrĂ©alisĂ©s conformĂ©ment Ă lâEN 1990, Annexe D. Comme alternative, des modĂšles de calcul appropriĂ©s peuventĂȘtre utilisĂ©s, Ă condition quâils soient basĂ©s sur des rĂ©sultats dâessais rĂ©alisĂ©s conformĂ©ment Ă lâEN 1990.
6.4.2 Assemblages boulonnés
(1) Un assemblage poutre-poteau dans lequel le moment rĂ©sistant de calcul de lâassemblage Mj,Rd est gou-vernĂ© par la rĂ©sistance du panneau dâĂąme de poteau en cisaillement, peut ĂȘtre considĂ©rĂ© comme possĂ©dant unecapacitĂ© de rotation appropriĂ©e pour lâanalyse globale plastique, Ă condition que dwc/tw †69e.
(2) Un assemblage par platine dâabout boulonnĂ©e ou par corniĂšre de semelle boulonnĂ©e peut ĂȘtre considĂ©rĂ©comme possĂ©dant une capacitĂ© de rotation suffisante pour lâanalyse plastique, Ă condition que les deux conditionssuivantes soient satisfaites :
a) le moment rĂ©sistant de calcul de lâassemblage est gouvernĂ© par la rĂ©sistance :
- de la semelle de poteau fléchie ou
- de la platine dâabout de la poutre ou de la corniĂšre de la semelle tendue flĂ©chie.
b) lâĂ©paisseur t de la semelle de poteau ou de la platine dâabout de la poutre ou de la corniĂšre de la semelle tendue(pas nĂ©cessairement le mĂȘme composant de base quâen (a)) satisfait la condition :
... (6.32)
oĂč :
d est le diamĂštre nominal de l'Ă©crou
fub est la résistance ultime à la traction du matériau de l'écrou
fy reprĂ©sente la limite dâĂ©lasticitĂ© du composant de base concernĂ©.
(3) Il convient de ne pas considĂ©rer quâun assemblage comportant une attache boulonnĂ©e dans lequel lemoment rĂ©sistant de calcul Mj,Rd est gouvernĂ© par la rĂ©sistance de ses boulons en cisaillement, possĂšde unecapacitĂ© de rotation suffisante pour lâanalyse globale plastique.
6.4.3 Assemblages soudés
(1) Dans un assemblage poutre-poteau soudĂ© dans lequel lâĂąme de poteau est raidie en compression mais nonraidie en traction, Ă condition que le moment rĂ©sistant de calcul ne soit pas gouvernĂ© par la rĂ©sistance au cisaille-ment du panneau dâĂąme de poteau, voir 6.4.2 (1), la capacitĂ© de rotation â Cd peut ĂȘtre considĂ©rĂ©e comme nâĂ©tantpas infĂ©rieure Ă la valeur donnĂ©e par :
... (6.33)
oĂč :
hb est la hauteur de la poutre ;
hc est la hauteur du poteau.
(2) Un assemblage poutre-poteau soudĂ© non raidi, calculĂ© conformĂ©ment aux dispositions donnĂ©es dans laprĂ©sente section, peut ĂȘtre considĂ©rĂ© comme possĂ©dant une capacitĂ© de rotation â Cd dâau moins 0,015 radians.
t 0,36 d fub fyââ€
â Cd 0,025hc hbâ=
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7 Assemblages de profils creux
7.1 Généralités
7.1.1 Objet
(1) La présente section fournit des rÚgles d'application détaillées pour la détermination des résistances stati-ques des assemblages plans et multiplanaires dans les structures en treillis constituées de profils creux circulai-res, carrés ou rectangulaires, et des assemblages plans dans les structures en treillis constituées decombinaisons de profils creux et de profils ouverts.
(2) Les résistances statiques des assemblages sont exprimées en termes de résistances de calcul maximalesaux efforts normaux et/ou aux moments pour les barres de treillis.
(3) Ces rĂšgles d'application sont valables Ă la fois pour les profils creux finis Ă chaud selon l'EN 10210 et pourles profils creux formĂ©s Ă froid selon lâEN 10219, si les dimensions des profils creux satisfont aux exigences don-nĂ©es dans la prĂ©sente section.
(4) Il convient que la limite dâĂ©lasticitĂ© nominale des profils creux finis Ă chaud, et la limite dâĂ©lasticitĂ© nominaledu produit fini des profils creux formĂ©s Ă froid ne dĂ©passe pas 460 N/mm2. Pour les produits finis ayant une limitedâĂ©lasticitĂ© nominale dĂ©passant 355 N/mm2, il convient de rĂ©duire les rĂ©sistances statiques donnĂ©es dans la prĂ©-sente section par un facteur 0,9.
(5) Il convient de limiter l'Ă©paisseur nominale de paroi des profils creux Ă un minimum de 2,5 mm.
(6) Il convient de ne pas dépasser 25 mm pour l'épaisseur nominale de paroi d'une membrure en profil creux,sauf si des mesures particuliÚres ont été prises pour garantir que les caractéristiques dans le sens de l'épaisseurdu matériau seront appropriées.
(7) Pour lâĂ©valuation de la fatigue, voir lâEN 1993-1-9.
(8) Les types dâassemblages couverts sont indiquĂ©s dans la Figure 7.1.
7.1.2 Domaine dâapplication
(1) Les rĂšgles dâapplication pour les assemblages de profils creux ne peuvent ĂȘtre utilisĂ©es que si toutes lesconditions exposĂ©es en 7.1.2 (2) Ă 7.1.2 (8) sont satisfaites.
(2) Il convient que les Ă©lĂ©ments comprimĂ©s respectent les exigences de la Classe 1 ou de la Classe 2 Ă©noncĂ©esdans lâEN 1993-1-1 pour la condition de compression axiale.
(3) Il convient que les angles hi entre les membrures et les barres de treillis, ainsi qu'entre barres de treillis adja-centes, satisfassent :
hi ℠30°
(4) Il convient que les extrémités des barres se rencontrant dans un assemblage soient préparées de telle sortequ'il n'y ait pas de modification de forme de leur section transversale. Les assemblages d'extrémités aplaties etles assemblages d'extrémités cisaillées ne sont pas couverts dans la présente section.
(5) Dans les assemblages avec espacement, afin de garantir que le jeu est appropriĂ© Ă lâexĂ©cution de souduressatisfaisantes, il convient que l'espacement entre les barres ne soit pas infĂ©rieur Ă (t1 + t2).
(6) Dans les assemblages avec recouvrement, il convient que le recouvrement soit assez important pourgarantir que l'interconnexion des barres est suffisante pour une bonne transmission du cisaillement d'une barre Ă l'autre. Dans tous les cas, il convient que le recouvrement soit d'au moins 25 %.
Si le recouvrement dĂ©passe λov,lim. = 60 % dans le cas oĂč la ligne de soudure non visible de la barre de treillisrecouverte n'est pas soudĂ©e ou λov,lim. = 80 % dans le cas oĂč la ligne de soudure non visible de la barre de treillisrecouverte est soudĂ©e ou si les barres de treillis sont de section rectangulaire avec hi < bi et/ou hj < bj, il convientde contrĂŽler l'assemblage entre les barres de treillis et la face de la membrure afin de dĂ©tecter la prĂ©sence decisaillement.
(7) Lorsque des barres se recouvrant sont dâĂ©paisseur diffĂ©rente et/ou de nuance diffĂ©rente, il convient que labarre possĂ©dant la plus faible valeur ti fyi recouvre lâautre barre.
(8) Lorsque des barres se recouvrant sont de largeur différente, il convient que la barre la plus étroite recouvrela plus large.
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NĆud en K NĆud en KT NĆud en N
NĆud en T NĆud en X NĆud en Y
NĆud en DK NĆud en KK
NĆud en X NĆud en TT
NĆud en DY NĆud en XX
Figure 7.1 â Types de nĆuds dans les poutres Ă treillis en profils creux
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7.2 Calcul
7.2.1 Généralités
(1)P Les valeurs de calcul des efforts normaux s'exerçant Ă la fois dans les barres de treillis et dans lesmembrures Ă l'Ă©tat limite ultime ne doivent pas dĂ©passer les rĂ©sistances de calcul des barres, dĂ©terminĂ©esselon lâEN 1993-1-1.
(2)P Les valeurs de calcul des efforts normaux s'exerçant dans les barres de treillis Ă l'Ă©tat limite ultime nedoivent pas non plus dĂ©passer les rĂ©sistances de calcul des nĆuds, donnĂ©es en 7.4, 7.5, 7.6 ou 7.7 selon le cas.
(3) Il convient de dĂ©terminer les contraintes r0,Ed ou rp,Ed exercĂ©es dans la membrure au niveau dâun nĆudde la façon suivante :
... (7.1)
... (7.2)
oĂč :
7.2.2 Modes de ruine pour les assemblages de profils creux
(1) Il convient que les résistances de calcul des assemblages entre profils creux et des assemblages de profilscreux sur des profils ouverts soient fondées sur les modes de ruine suivants, selon le cas :
a) ruine de la face de la membrure (ruine par plastification de la face de la membrure) ou plastification de lamembrure (ruine par plastification de la section transversale de la membrure) ;
b) ruine de la paroi latérale de la membrure (ou ruine de l'ùme de la membrure) par plastification, affaisse-ment ou instabilité (écrasement, enfoncement local ou voilement de la paroi latérale de la membrure ou del'ùme de la membrure) sous la barre de treillis comprimée ;
c) ruine par cisaillement de la membrure ;
d) ruine par poinçonnement de la paroi de la membrure en profil creux (amorce de fissure entraßnant la sépa-ration des barres de treillis de la membrure) ;
e) ruine de la barre de treillis avec largeur efficace réduite (fissuration des soudures ou des barres de treillis) ;
f) ruine par voilement local d'une barre de treillis ou d'une membrure en profil creux au niveau du nĆud.
NOTE Les expressions figurant en gras dans cette liste sont utilisées pour décrire les divers modes de ruine dans lestableaux de résistances de calcul donnés en 7.4 à 7.6.
(2) La Figure 7.2 illustre les modes de ruine a) Ă f) pour les nĆuds avec barres de treillis et membrures en CHS.
(3) La Figure 7.3 illustre les modes de ruine a) Ă f) pour les nĆuds avec barres de treillis et membrures en RHS.
(4) La Figure 7.4 illustre les modes de ruine a) Ă f) pour les nĆuds avec barres de treillis en CHS ou RHS etmembrures en profils en I ou H.
(5) Bien que la rĂ©sistance d'un nĆud comportant des soudures correctement exĂ©cutĂ©es soit en gĂ©nĂ©ral plusĂ©levĂ©e en traction qu'en compression, il convient que la rĂ©sistance de calcul du nĆud soit fondĂ©e sur sa rĂ©sistanceen compression pour Ă©viter tout excĂšs Ă©ventuel de dĂ©formation locale ou toute rĂ©duction de capacitĂ© de rotationou de capacitĂ© de dĂ©formation qui pourrait autrement apparaĂźtre.
r0,EdN0,Ed
A0--------------
M0,Ed
Wel,0---------------+=
rp,EdNp,Ed
A0--------------
M0,Ed
Wel,0---------------+=
Np,Ed N0,Ed Ni,Edcos hi
i 0>ââ=
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Mode Effort normal Moment fléchissant
a
b
c
d
e
f
Figure 7.2 â Modes de ruine pour les nĆuds dâĂ©lĂ©ments en CHS
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Mode Effort normal Moment fléchissant
a
b
c
d
e
f
Figure 7.3 â Modes de ruine pour les nĆuds avec barres de treillis en RHS et membrures en RHS
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Mode Effort normal Moment fléchissant
a â â
b
c
d â â
e
f
Figure 7.4 â Modes de ruine pour les nĆuds avec barres de treillis en CHS ou RHS et membrures en profils I ou H
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7.3 Soudures
7.3.1 RĂ©sistance de calcul
(1)P Les soudures assemblant les barres de treillis aux membrures doivent posséder une résistance suffisantepour tenir compte des répartitions d'efforts non uniformes, et une capacité de déformation suffisante pour tenircompte de la redistribution des moments fléchissants.
(2) Dans les assemblages soudés, il convient en général que l'assemblage soit réalisé sur la totalité du péri-mÚtre du profil creux au moyen d'une soudure bout à bout, d'une soudure d'angle, ou d'une combinaison des deux.Toutefois, dans les assemblages avec recouvrement partiel, il est inutile de souder la partie cachée de l'assem-blage à condition que les efforts normaux s'exerçant dans les barres de treillis soient tels que leurs composantsperpendiculaires à l'axe de la membrure ne diffÚrent pas de plus de 20 %.
(3) Des détails de soudures typiques sont indiqués en 1.2, Normes de Référence : Groupe 7.
(4) Il convient généralement que la résistance de calcul de la soudure, par longueur unitaire de périmÚtre d'unebarre de treillis, ne soit pas inférieure à la résistance de calcul de la section transversale de cette barre par lon-gueur unitaire de périmÚtre.
(5) Il convient que l'épaisseur exigée de la gorge soit déterminée selon la section 4.
(6) Le critĂšre donnĂ© en 7.3.1 (4) peut ĂȘtre ignorĂ© si une dimension de soudure infĂ©rieure peut ĂȘtre justifiĂ©e tanten ce qui concerne la rĂ©sistance quâen ce qui concerne la capacitĂ© de dĂ©formation et la capacitĂ© de rotation, entenant compte de lâĂ©ventualitĂ© que seule cette partie de sa longueur soit efficace.
(7) Pour les profils creux de construction rectangulaires, lâĂ©paisseur de gorge de calcul des soudures sur bordstombĂ©s est dĂ©finie dans la Figure 7.5.
Figure 7.5 â Ăpaisseur de gorge de calcul des soudures sur bords tombĂ©s entre profils creux de construction rectangulaires
(8) Pour le soudage dans les zones formées à froid, voir 4.14.
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7.4 NĆuds soudĂ©s dâĂ©lĂ©ments en CHS
7.4.1 Généralités
(1) Ă condition que la gĂ©omĂ©trie des nĆuds soit dans le domaine de validitĂ© donnĂ© dans le Tableau 7.1 lesrĂ©sistances de calcul des nĆuds soudĂ©s entre barres en profil creux circulaire peuvent ĂȘtre dĂ©terminĂ©esselon 7.4.2 et 7.4.3.
(2) Pour les nĆuds se situant dans le domaine de validitĂ© donnĂ© dans le Tableau 7.1 il nâest nĂ©cessaire deprendre en compte que la ruine de la face de la membrure et la ruine par poinçonnement. Pour la rĂ©sistance decalcul d'un assemblage, il convient de prendre la plus faible valeur obtenue pour ces deux critĂšres.
(3) Pour les nĆuds se situant hors du domaine de validitĂ© donnĂ© dans le Tableau 7.1, il convient que tous lesmodes de ruine donnĂ©s en 7.2.2 soient pris en compte. En outre, il convient de tenir compte des moments secon-daires s'exerçant dans les assemblages en raison de leur rigiditĂ© de flexion.
7.4.2 NĆuds plans
(1)P Dans les assemblages de treillis soumis uniquement Ă des efforts normaux, l'effort normal de calcul Ni,Edne doit pas ĂȘtre supĂ©rieur Ă l'effort normal rĂ©sistant de calcul du nĆud soudĂ© Ni,Rd obtenu dâaprĂšs lesTableaux 7.2, 7.3 ou 7.4 selon le cas.
(2) Il convient que les assemblages de treillis soumis Ă une combinaison d'effort normal et de flexion satisfas-sent la condition :
... (7.3)
oĂč :
Mip,i,Rd représente le moment résistant de calcul dans le plan ;
Mip,i,Ed représente le moment fléchissant de calcul dans le plan ;
Mop,i,Rd représente le moment résistant de calcul hors du plan ;
Mop,i,Ed représente le moment fléchissant de calcul hors du plan.
Tableau 7.1 â Domaine de validitĂ© pour les nĆuds soudĂ©s avec barres de treillis en CHS et membrures en CHS
Rapport de diamÚtre 0.2 †di/d0 †1,0
Membrures traction 10 †d0/t0 †50 (en gĂ©nĂ©ral), mais : 10 †d0/t0 †40 (pour les nĆuds en X)
compression Classe 1 ou 2 et 10 †d0/t0 †50 (en gĂ©nĂ©ral), mais : 10 †d0/t0 †40 (pour les nĆuds en X )
Barres de treillis traction di/ti 50
compression Classe 1 ou 2
Recouvrement 25 % †λov †λov,lim., voir 7.1.2 (6)
Espacement g â„ t1 + t2
Ni,Ed
Ni,Rd-------------
Mip,i,Ed
Mip,i,Rd---------------------
2
Mop,i,Ed
Mop,i,Rd-----------------------+ + 1,0â€
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Tableau 7.2 â Efforts normaux rĂ©sistants de calcul de nĆuds soudĂ©s avec barres de treillis en CHS et membrures en CHS
Ruine de la face de la membrure â NĆuds en T et Y
Ruine de la face de la membrure â NĆuds en X
Ruine de la face de la membrure â NĆuds en K et N avec espacement ou avec recouvrement
Ruine par poinçonnement â nĆuds avec espacement en K, N et KT et nĆuds en X, Y et T [i = 1, 2 ou 3]
Lorsque di †d0 â 2t0 :
Coefficients kg et kp
(voir Figure 7.6)
Pour np > 0 (compression) : kp = 1 â 0,3 np (1 + np ) mais kp †1,0
Pour np †0 (traction) : kp = 1,0
N1,Rd
c0,2kpfy0t0
2
sin h1--------------------------- 2,8 14,2b
2+( ) cM5â=
N1,Rd
kpfy0t02
sin h1----------------- 5,2
1 0,81bâ( )----------------------------- cM5â=
N1,Rd
kgkpfy0t02
sin h1------------------------ 1,8 10,2
d1
d0------+
â â â ââ â
cM5â=
N2,Rd
sin h1
sin h2---------------N1,Rd=
Ni ,Rd
fy0
3-------t0Ïdi
1 sin hi+
2sin2hi
-----------------------= cM5â
kg c0,2 1 0,024c
1,2
1 exp 0,5g t0â 1,33â( )+--------------------------------------------------------------+
â â â ââ ââ â
=
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Tableau 7.3 â RĂ©sistances de calcul dâassemblages de goussets soudĂ©s sur des Ă©lĂ©ments en CHS
Ruine de la face de la membrure
Mip,1,Rd = 0
Mop,1,Rd = 0,5 b1 N1,Rd
Mip,1,Rd = 0
Mop,1,Rd = 0,5 b1 N1,Rd
Mip,1,Rd = h1 N1,Rd
Mop,1,Rd = 0
Mip,1,Rd = h1 N1,Rd
Mop,1,Rd = 0
Ruine par poinçonnement
Domaine de validité Coefficient kp
En complément des limites données dans le Tableau 7.1 :
b ℠0,4 et g †4
oĂč b = b1/d0 et g = h1/d0
Pour np > 0 (compression) :
kp = 1 â 0,3 np (1 + np) mais kp †1,0
Pour np †0 (traction) : kp = 1,0
N1,Rd kpfy0t02 4 20b
2+â â
â â cM5â=
N1,Rd
5kpfy0t02
1 0,81bâ------------------------ cM5â=
N1,Rd 5kpfy0t02 1 0,25g+( ) cM5â=
N1,Rd 5kpfy0t02 1 0,25g+( ) cM5â=
rmaxt1 NEd Aâ MEd+ Welââ â â â t1 2t0 fy0 3ââ â
â â cM5â€=
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Tableau 7.4 â RĂ©sistances de calcul de nĆuds soudĂ©s entre profilsen I, H ou RHS et Ă©lĂ©ments en CHS
Ruine de la face de la membrure
Ruine par poinçonnement
sections en I ou H avec h > 2 (pour la compression axiale et flexion hors tout) et sections en RHS :
Profils en RHS :
oĂč t1 est l'Ă©paisseur de semelle ou de paroi de la barre d'une section en I, H, ou RHS.
Domaine de validité Coefficient kp
En complément des limites données dans le Tableau 7.1
b ℠0,4 et g †4
oĂč b = b1/d0 et g = h1/d0
Pour np > 0 (compression) :
kp = 1 â 0,3 np (1 + np) mais kp †1,0
Pour np †0 (traction) : kp = 1,0
N1,Rd kpfy0t02 4 20b
2+â â
â â 1 0,25g+â â â â cM5â=
Mip,1,Rd h1N1,Rd 1 0,25g+( )=
Mop,1,Rd 0,5b1N1,Rd=
N1,Rd
5kpfy0t02
1 0,81bâ------------------------ 1 0,25g+( ) cM5â=
Mip,1,Rd h1N1,Rd 1 0,25g+( )=
Mop,1,Rd 0,5b1N1,Rd=
N1,Rd kpfy0t02 4 20b
2+â â
â â 1 0,25g+â â â â cM5â=
Mip,1,Rd h1N1,Rd=
Mop,1,Rd 0,5b1N1,Rd=
N1,Rd
5kpfy0t02
1 0,81bâ------------------------ 1 0,25g+( ) cM5â=
Mip,1,Rd h1N1,Rd=
Mop,1,Rd 0,5b1N1,Rd=
rmaxt1 NEd,1 A1â MEd,1+ Wel,1ââ â â â t1 t0 fy0 3ââ â
â â cM5ââ€=
rmaxt1 NEd,1 A1â MEd,1+ Wel,1ââ â â â t1 2t0 fy0 3ââ â
â â cM5ââ€=
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(3) Le moment de calcul Mi,Ed peut ĂȘtre pris comme la valeur existant Ă lâintersection de lâaxe neutre de la barrede treillis et de la face de la membrure.
(4) Il convient de tirer le moment résistant de calcul dans le plan et le moment résistant de calcul hors duplan Mi,Rd du Tableau 7.3, Tableau 7.4 ou Tableau 7.5 selon le cas.
(5) Pour les types particuliers de nĆuds soudĂ©s indiquĂ©s dans le Tableau 7.6 il convient de satisfaire lescritĂšres de calcul appropriĂ©s prĂ©cisĂ©s pour chaque type dans ce tableau.
(6) Les valeurs du coefficient kg qui est utilisĂ© dans le Tableau 7.2 pour les assemblages en K, N et KT sontdonnĂ©es dans la Figure 7.6. On utilise le coefficient kg pour couvrir les nĆuds aussi bien avec espacementquâavec recouvrement en adoptant g Ă la fois pour l'espacement et pour le recouvrement, et en utilisant desvaleurs nĂ©gatives de g pour reprĂ©senter le recouvrement q tel que dĂ©fini dans la Figure 1.3 (b).
NĆuds avec recouvrement NĆuds avec espacement(q = â g)
Figure 7.6 â Valeurs du coefficient kg pour lâutilisation dans le Tableau 7.2
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Tableau 7.5 â Moments rĂ©sistants de calcul de nĆuds soudĂ©savec barres de treillis en CHS et membrures en CHS
Ruine de la face de la membrure â NĆuds en T, X, et Y
Ruine de la face de la membrure â NĆuds en K, N, T, X et Y
Ruine par poinçonnement â NĆuds Ă espacement en K et N et tous nĆuds en T, X et Y
Lorsque d1 †d0 â 2t0 :
Coefficient kp
Pour np > 0 (compression) : kp = 1 â 0,3 np (1 + np) mais kp †1,0
Pour np †0 (traction) : kp = 1,0
Mip,1,Rd 4,85 fy0t0
2d1
sin h1------------------ cbkp cM5â=
Mop,1,Rd
fy0t02d1
sin h1------------------ 2,7
1 0,81bâ------------------------kp cM5â=
Mip,1,Rd
fy0t0d12
3------------------
1 3sinh1+
4sin2h1
--------------------------- cM5â=
Mop,1,Rd
fy0t0d12
3------------------
3 sinh1+
4sin2h1
----------------------- cM5â=
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Tableau 7.6 â CritĂšres de calcul pour les types particuliers de nĆuds soudĂ©savec barres de treillis en CHS et membrures en CHS
Type de nĆud CritĂšres de calcul
Il convient que les efforts peuvent ĂȘtre soit de tractionsoit de compression mais qu'ils agissent dans le mĂȘmesens pour les deux barres.
N1,Ed †N1,Ed
oĂč N1,Ed est la valeur de N1,Ed pour un nĆud en X selon leTableau 7.2.
Les barres 1 et 3 sont ici comprimée, et la barre 2 estici tendue.
N1,Ed sin h1 + N3,Ed sin h3 †N1,Ed sin h1
N2,Ed sin h2 †N1,Ed sin h1
oĂč N1,Ed est la valeur de N1,Ed pour un nĆud en K selon le
Tableau 7.2 mais avec remplacé par :
Il convient que toutes les barres de treillis soienttoujours soit comprimées soit tendues.
N1,Ed sin h1 + N2,Ed sin h2 †Nx,Rd sin hx
oĂč Nx,Rd est la valeur de Nx,Rd pour un nĆud en X selon leTableau 7.2, oĂč Nx,Rd sin hx est la plus grande valeur de :
âN1,Ed sin h1â et âN2,Ed sin h2â
La barre 1 est toujours comprimée et la barre 2 esttoujours tendue.
Ni,Ed †Ni,Rd
oĂč Ni,Rd est la valeur de Ni,Rd pour un nĆud en K selon leTableau 7.2, Ă condition que, dans un nĆud Ă espacement, auniveau de la section 1-1 la membrure satisfasse la condition :
d1
d0------
d1 d2 d3+ +
3d0-------------------------------
N0,Ed
Npl,0,Rd-------------------
2V0,Ed
Vpl,0,Rd-------------------
2
+ 1,0â€
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7.4.3 NĆuds multiplanaires
(1) Dans chaque plan appropriĂ© d'un nĆud multiplanaire, il convient que les critĂšres de calcul donnĂ©s en 7.4.2soient satisfaits en utilisant les rĂ©sistances de calcul rĂ©duites obtenues selon 7.4.3 (2).
(2) Il convient de dĂ©terminer les rĂ©sistances de calcul pour chaque plan appropriĂ© d'un nĆud multiplanaire enappliquant le coefficient rĂ©ducteur l donnĂ© dans le Tableau 7.7 Ă la rĂ©sistance du nĆud plan correspondant cal-culĂ©e selon 7.4.2 en utilisant lâeffort de membrure appropriĂ© pour kp.
Tableau 7.7 â Coefficients rĂ©ducteurs pour nĆuds multiplanaires
Type de nĆud Coefficient rĂ©ducteur l
NĆud en TT 60° †u †90°
La barre 1 peut ĂȘtre soit tendue soit comprimĂ©e.
l = 1,0
NĆud en XX
Les barres 1 et 2 peuvent ĂȘtre soit comprimĂ©es soit tendues.N2,Ed/N1,Ed est nĂ©gatif si une barre est tendue et lâautrecomprimĂ©e.
en tenant compte du signe de N1,Ed et N2,Ed oĂčâN2,Edâ †âN1,Edâ
NĆud en KK 60° †u †90°
La barre 1 est toujours comprimée et la barre 2 est toujourstendue.
l = 0,9
Ă condition que, dans un nĆud avec espacement, auniveau de la section 1-1 la membrure satisfasse lacondition :
l 1 0,33N2,Ed+ N1,Edâ=
N0,Ed
Npl,0,Rd-------------------
2V0,Ed
Vpl,0,Rd-------------------
2
+ 1,0â€
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7.5 NĆuds soudĂ©s avec barres de treillis en CHS ou RHS et membrures en RHS
7.5.1 Généralités
(1) Ă condition que la gĂ©omĂ©trie des nĆuds soit dans le domaine de validitĂ© donnĂ© dans le Tableau 7.8, lesrĂ©sistances de calcul des nĆuds soudĂ©s avec barres de treillis en profil creux et membrures en profil creux rec-tangulaire ou carrĂ© peuvent ĂȘtre dĂ©terminĂ©es selon 7.5.2 et 7.5.3.
(2) Pour les nĆuds se situant dans le domaine de validitĂ© donnĂ© dans le Tableau 7.8, il nâest nĂ©cessaire deprendre en compte que les critĂšres de calcul couverts dans le tableau appropriĂ©. Il convient de prendre la rĂ©sis-tance de calcul d'un nĆud Ă©gale Ă la plus faible valeur pour tous les critĂšres applicables.
(3) Pour les nĆuds hors du domaine de validitĂ© donnĂ© dans le Tableau 7.8, il convient de prendre en comptetous les modes de ruine donnĂ©s en 7.2.2. En outre, il convient de tenir compte des moments secondaires s'exer-çant dans les nĆuds en raison de leur rigiditĂ© en rotation.
Tableau 7.8 â Domaine de validitĂ© pour les nĆuds soudĂ©s avec barres de treillis en CHS ou RHS et membrures en RHS
Type de nĆud
ParamĂštres du nĆud [i = 1 ou 2, j barre de treillis recouverte]
bi/b0 ou di/b0
bi/ti et hi /ti ou di /tih0/b0 et hi/bi b0/t0 et h0/t0
Espacement ourecouvrement bi/bjCompression Traction
T, Y ou X bi/b0 ℠0,25 bi/ti †35
et
hi/ti †35
et
Classe 1 ou 2
bi/ti †35
et
hi/ti †35
â„ 0,5
mais
†2,0
†35
et
Classe 1ou 2
â
K avec espacement
N avec espacement
bi/b0 â„ 0,35
et
â„ 0,1 + 0,01 b0/t0
†35
et
Classe 1ou 2
g/b0 â„ 0,5(1 â b)
mais †1,5(1 â b) 1)
et au minimum
g â„ t1 + t2
K avec recouvrement
N avec recouvrement
bi/b0 â„ 0,25 Classe 1Classe 1
ou 2
25 % †kov †kov,lim 2)
bi/bj â„ 0,75
Barre de treillis circulaire
di /b0 â„ 0,4
mais †0,8Classe 1 di /ti †50
Comme ci-dessus mais avec di au lieu de bi et dj aulieu de bj
1) Si g/b0 > 1,5(1 â b) et g > t1 + t2 traiter le nĆud comme deux nĆuds en T ou Y distincts.
2) kov,lim = 60 % si la ligne de soudure non visible nâest pas soudĂ©e et 80 % si la ligne de soudure non visible est soudĂ©e.Si le recouvrement dĂ©passe kov,lim ou si les barres de treillis sont de section rectangulaire avec hi < bi et/ou hj < bj,lâassemblage entre les barres de treillis et la face de la membrure doit ĂȘtre contrĂŽlĂ© afin de dĂ©tecter la prĂ©sence decisaillement.
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7.5.2 NĆuds plans
7.5.2.1 NĆuds non renforcĂ©s
(1) Dans les nĆuds soumis uniquement Ă des efforts normaux, il convient que l'effort normal de calcul Ni,Ed nedĂ©passe pas l'effort normal rĂ©sistant de calcul du nĆud soudĂ© Ni,Rd, dĂ©terminĂ©e selon 7.5.2.1 (2) ou 7.5.2.1 (4)selon le cas.
(2) Pour les nĆuds soudĂ©s avec barres de treillis en profil creux circulaire ou carrĂ© et membrures en profilcreux carrĂ© uniquement, lorsque la gĂ©omĂ©trie des nĆuds se situe dans le domaine de validitĂ© donnĂ© dans leTableau 7.8 et satisfait Ă©galement les conditions supplĂ©mentaires Ă©noncĂ©es dans le Tableau 7.9, les efforts nor-maux rĂ©sistants de calcul peuvent ĂȘtre dĂ©terminĂ©es au moyen des expressions donnĂ©es dans le Tableau 7.10.
(3) Pour les assemblages se situant dans le domaine de validité du Tableau 7.9, les seuls critÚres à prendreen compte sont la ruine de la face de la membrure et la ruine de la barre de treillis avec largeur efficace réduite.Il convient de prendre l'effort normal résistant de calcul égal à la plus faible valeur pour ces deux critÚres.
NOTE Les efforts normaux résistants de calcul pour les assemblages des barres de treillis en profil creux sur desmembrures en profil creux données dans le Tableau 7.10 ont été simplifiées par omission des critÚres de calcul qui nesont jamais déterminants à l'intérieur du domaine de validité du Tableau 7.9.
(4) Les efforts normaux rĂ©sistants de calcul dâun quelconque assemblage soudĂ© non renforcĂ© entre barres detreillis en CHS ou RHS et membrures en RHS, Ă l'intĂ©rieur du domaine de validitĂ© du Tableau 7.8 peuvent ĂȘtredĂ©terminĂ©es Ă l'aide des expressions donnĂ©es dans les Tableaux 7.11, 7.12 ou 7.13 selon le cas. Pour les assem-blages renforcĂ©s, voir 7.5.2.2.
Tableau 7.9 â Conditions supplĂ©mentaires pour l'utilisation du Tableau 7.10
Type de barre de treillis Type de nĆud ParamĂštres du nĆud
Profil creux carré
T, Y ou X bi/b0 †0,85 b0/t0 ℠10
K avec espacementou N avec espacement
b0/t0 â„ 15
Profil creux circulaire
T, Y ou X b0/t0 â„ 10
K avec espacement ou N avec espacement
b0/t0 â„ 15
0,6b1 b2+
2b1------------------ 1,3†â€
0,6d1 d2+
2d1------------------ 1,3†â€
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Tableau 7.10 â Efforts normaux rĂ©sistants de calcul des nĆuds soudĂ©s de profils creux carrĂ©s ou circulaires
Type de nĆud RĂ©sistance de calcul [i = 1 ou 2, j = barre recouverte]
NĆuds en T, Y et X Ruine de la face de la membrure b †0,85
NĆuds avec espacement en K et N Ruine de la face de la membrure b †1,0
NĆuds avec recouvrement en K et N *) Ruine de la barre de treillis 25 % †kov < 50 %
La barre i ou la barre j peuvent ĂȘtre soit tendues soitcomprimĂ©es mais lâune doit ĂȘtre tendue et lâautre comprimĂ©e.
Ruine de la barre de treillis 50 % †kov < 80 %
Ruine de la barre de treillis kov â„ 80 %
ParamĂštres beff, be,ov et kn
Pour n > 0 (compression) :
mais kn †1,0
Pour n †0 (traction) :
kn = 1,0
Pour les barres de treillis circulaires, multiplier les résistances ci-dessus par p/4, remplacer b1 et h1 par d1 et remplacerb2 et h2 par d2.
*) Seule la barre de treillis recouvrante nĂ©cessite d'ĂȘtre vĂ©rifiĂ©e. Il convient de prendre l'efficacitĂ© de la barre recouverte(c'est-Ă -dire la rĂ©sistance de calcul du nĆud divisĂ©e par la rĂ©sistance plastique de calcul de la barre) Ă©gale Ă celle dela barre recouvrante. Voir Ă©galement Tableau 7.8.
Ni ,Rd
knfy0t02
1 bâ( )sin h1--------------------------------- 2b
sin h1--------------- 4 1 bâ+
â â â ââ â
cM5â=
Ni ,Rd
8,9c0,5knfy0t0
2
sin hi------------------------------------
b1 b2+
2b0------------------
â â â ââ â
cM5â=
Ni ,Rd fyiti beff be,ov 2hi
kov
50-------- 4tiâ+ +
â â â ââ â
cM5â=
Ni ,Rd fyiti beff be,ov 2hi 4tiâ+ + cM5â=
Ni ,Rd fyiti bi be,ov 2hi 4tiâ+ + cM5â=
beff10
b0 t0â--------------
fy0t0fyiti
------------= mais beff biâ€
kn 1,3 0,4nb
------------â=
be,ov10
bj tjâ-----------
fyjtjfyiti--------bi= mais be,ov biâ€
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Tableau 7.11 â Efforts normaux rĂ©sistants de calcul des nĆuds soudĂ©s en T, X et Y avec barres de treillis en RHS ou CHS et membrures en RHS
Type de nĆud RĂ©sistance de calcul [i = 1]
Ruine de la face de la membrure b †0,85
Voilement de la paroi latérale de la membrure 1) b = 1,0 2)
Ruine de la barre de treillis b â„ 0,85
Poinçonnement 0,85 †b †(1 â 1/c)
1) Pour les nĆuds en X avec cosΞ1 > h1/h0 utiliser la plus faible de cette valeur et de la rĂ©sistance au cisaillement desparois latĂ©rales de la membrure donnĂ©e pour les nĆuds en K et N avec espacement dans le Tableau 7.12.
2) Pour 0,85 †ÎČ â€ 1,0 utiliser une interpolation linĂ©aire entre la valeur pour la face de la ruine de la membrure Ă ÎČ = 0,85et la valeur qui gouverne pour la ruine de la paroi latĂ©rale de la membrure Ă ÎČ = 1,0 (voilement de la paroi latĂ©rale oucisaillement de la membrure).
Pour les barres circulaires, multiplier les résistances ci-dessus par p/4, remplacer b1 et h1 par d1 et remplacer b2 et h2 par d2.
Pour la traction :
fb = fy0
Pour la compression :
fb = v fy0 (nĆuds en T et Y)
fb = 0,8 v fy0 sin h1 (nĆuds en X)
oĂč v est le coefficient de rĂ©duction pour le flambementpar flexion obtenu selon lâEN 1993-1-1 Ă lâaide de lacourbe de flambement appropriĂ©e et dâun Ă©lancement dĂ©terminĂ© par :
Pour n > 0 (compression) :
mais kn †1,0
Pour n †0 (traction) :
kn = 1,0
N1,Rd
knfy0t02
1 bâ( )sin h1--------------------------------- 2g
sin h1--------------- 4 1 bâ+
â â â ââ â
cM5â=
N1,Rd
knfbt0sin h1---------------
2h1
sin h1--------------- 10t0+
â â â ââ â
cM5â=
N1,Rd fyit1 2h1 4t1 2beff+ââ â â â cM5â=
N1,Rd
fy0t03sin h1
-----------------------2h1
sin h1--------------- 2be,p+
â â â ââ â
cM5â=
k
k 3,46
h0
t0------ 2â
â â â ââ â 1
sin h1---------------
p Efy0------
-----------------------------------------=
beff10
b0 t0â--------------
fy0t0fyit1------------b1= mais beff b1â€
be,p10
b0t0-----------b1= mais be,p b1â€
kn 1,3 0,4nb
------------â=
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Tableau 7.12 â Efforts normaux rĂ©sistants de calcul des nĆuds soudĂ©s en K et Navec barres de treillis en RHS ou CHS et membrures en RHS
Type de nĆud RĂ©sistance de calcul [i = 1 ou 2]
NĆud en K et N Ruine de la face de la membrure
Cisaillement de la membrure
Ruine de la barre de treillis
Poinçonnement b †(1 â 1/c)
NĆuds en K et N avec recouvrement Comme au Tableau 7.10.
Pour les barres circulaires, multiplier les rĂ©sistances ci-dessus par p/4, remplacer b1 et h1 par d1 et remplacer b2 et h2par d2, Ă lâexception du cisaillement de la membrure.
Av = (2h0 + αb0)t0
Pour une barre de treillis carrée ou rectangulaire :
oĂč g reprĂ©sente l'espacement, voir Figure 1.3 (a)
Pour des barres de treillis circulaires : α = 0
pour n > 0 (compression) :
mais kn †1,0
Pour n †0 (traction) :
kn = 1,0
Ni ,Rd
8,9knfy0t02
c
sin hi---------------------------------
b1 b2 h1 h2+ + +
4b0-------------------------------------------
â â â ââ â
cM5â=
Ni ,Rd
fy0Av
3sin hi
--------------------- cM5â=
N0,Rd A0 Avââ â â â fy0 Avfy0 1 VEd Vpl,Rdââ â
â â2
â+ cM5â=
Ni ,Rd fyiti 2hi 4ti bi beff+ +ââ â â â cM5â=
Ni ,Rd
fy0t03sin hi
---------------------2hi
sin hi------------- bi be,p+ +
â â â ââ â
cM5â=
α 1
1 4g2
3t02
---------+
-------------------=
beff10
b0 t0â--------------
fy0t0fyiti
------------bi= mais beff biâ€
be,p10
b0 t0â--------------bi= mais be,p biâ€
kn 1,3 0,4nb
------------â=
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Tableau 7.13 â RĂ©sistances de calcul des nĆuds avec goussetsou profils en I ou H soudĂ©s sur des membrures en RHS
Gousset transversal Ruine de la face de membrure ÎČ â€ 0,85
*)
Ăcrasement de la paroi latĂ©rale de la membrure lorsqueb1 â„ b0 â 2t0
Poinçonnement lorsque b1 †b0 â 2t0
Gousset longitudinal Ruine de la face de membrure
t1/b0 †0,2
Profil en I ou H
Par sĂ©curitĂ©, si , N1,Rd pour un profil en I ou Hpeut ĂȘtre supposĂ© Ă©gal Ă la rĂ©sistance de calcul de deuxplats transversaux de dimensions identiques auxsemelles du profil en I ou H, dĂ©terminĂ©e comme spĂ©cifiĂ©ci-dessus.
Si , il convient d'interpoler entre les cas Ă unet deux plats.
Mip,1,Rd = N1,Rd (h1 â t1)
Domaine de validité
En complément aux limites données dans le Tableau 7.8 :
0,5 †b †1,0
b0/t0 †30
ParamĂštres beff, be,p et kn
Pour n > 0 (compression) :
km = 1,3 (1 â n)
mais km †1,0
Pour n †0 (traction) :
km = 1,0
*) Il convient que les soudures d'angle soient dimensionnées conformément à 4.10.
N1,Rd knfy0t02 2 2,8ÎČ+
1 0,9ÎČâ------------------------- cM5â=
N1,Rd knfy0t0 2t1 10t0+â â â â cM5â=
N1,Rd
fy0t03
----------- 2t1 2be,p+â â â â cM5â=
N1,Rd
kmfy0t02
1 t1 b0ââ------------------------ 2h1 b0â 4 1 t1 b0ââ+â â
â â cM5â=
g 2 1 bââ„
g 2 1 bââ€
beff10
b0 t0â--------------
fy0t0fy1t1------------b1= mais beff biâ€
be,p10
b0 t0â--------------b1= mais be,p biâ€
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(5) Il convient que les nĆuds de barres de treillis soumis Ă une combinaison d'effort normal et de flexion satis-fassent lâexigence suivante:
... (7.4)
oĂč :
Mip,i,Rd moment résistant de calcul dans le plan ;
Mip,i,Ed moment fléchissant de calcul dans le plan ;
Mop,i,Rd moment résistant de calcul hors du plan ;
Mop,i,Ed moment fléchissant de calcul hors du plan.
(6) Le moment flĂ©chissant de calcul Mi,Ed peut ĂȘtre pris Ă©gal Ă la valeur existant Ă l'intersection de l'axe neutrede la barre de treillis et de la face de la membrure.
(7) Pour les nĆuds non renforcĂ©s, il convient de calculer le moment rĂ©sistant de calcul dans le plan et lemoment rĂ©sistant hors du plan Mi,Rd selon le Tableau 7.13 ou le Tableau 7.14 selon le cas. Pour les assemblagesrenforcĂ©s, voir 7.5.2.2.
(8) Pour les types particuliers de nĆuds soudĂ©s indiquĂ©s dans le Tableau 7.15 et le Tableau 7.16, il convientde satisfaire les critĂšres de calcul appropriĂ©s prĂ©cisĂ©s pour chaque type dans ce tableau.
7.5.2.2 NĆuds renforcĂ©s
(1) Divers types de renforcement de nĆud peuvent ĂȘtre utilisĂ©s. Le type appropriĂ© dĂ©pend du mode de ruinequi, en l'absence de renfort, gouverne la rĂ©sistance de calcul du nĆud.
(2) Des plats de renfort de semelles peuvent ĂȘtre utilisĂ©s pour augmenter la rĂ©sistance du nĆud Ă la ruine dela face de la membrure, Ă la ruine par poinçonnement, ou Ă la ruine de la barre de treillis avec largeur efficacerĂ©duite.
(3) Une paire de plats latĂ©raux peut ĂȘtre utilisĂ©e pour renforcer un assemblage contre la ruine de la paroi de lamembrure ou par cisaillement de la membrure.
(4) Afin d'Ă©viter le recouvrement partiel des barres de treillis dans un assemblage en K ou en N, les barres peu-vent ĂȘtre soudĂ©es Ă un raidisseur vertical.
(5) Une combinaison quelconque de ces trois types de renforcement de nĆud peut Ă©galement ĂȘtre utilisĂ©e.
(6) Il convient que la nuance dâacier utilisĂ©e pour le renforcement ne soit pas infĂ©rieure Ă celle de la membrure.
(7) Il convient de dĂ©terminer les rĂ©sistances de calcul des nĆuds renforcĂ©s Ă lâaide du Tableau 7.17 etdu Tableau 7.18.
Ni,Ed
Ni,Rd-------------
Mip,i,Ed
Mip,i,Rd-------------------
Mop,i,Ed
Mop,i,Rd--------------------+ + 1,0â€
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Tableau 7.14 â Moments rĂ©sistants de calcul des nĆuds soudĂ©savec barres de treillis en RHS et membrures en RHS
NĆuds en T et X RĂ©sistance de calcul
Moments dans le plan (h = 90°) Ruine de la face de la membrure b †0,85
Ăcrasement de la paroi latĂ©rale de la membrure 0,85 < b †1,0
fyk = fy0 pour les assemblages en T
fyk = 0,8 fy0 pour les assemblages en X
Ruine de la barre de treillis 0,85 < b †1,0
Moments hors du plan (h = 90°) Ruine de la face de la membrure b †0,85
Ăcrasement de la paroi latĂ©rale de la membrure 0,85 < b †1,0
fyk = fy0 pour T joints
fyk = 0,8 fy0 pour X joints
Ruine par distorsion de la membrure (nĆuds en T uniquement) *)
Ruine de la barre de treillis 0,85 < b †1,0
ParamĂštres beff et kn
Pour n > 0 (compression) :
mais kn †1,0
Pour n †0 (traction) :
kn = 1,0
*) Ce critĂšre ne s'applique pas lorsque la ruine par distorsion de la membrure est empĂȘchĂ©e par d'autres moyens.
Mip,1,Rd knfy0t02h1
12g------ 2
1 bâ---------------- g
1 bâ------------+ +
â â â ââ â
cM5â=
Mip,1,Rd 0,5fykt0 h1 5t0+â â â â
2
cM5â=
Mip,1,Rd fy1 Wpl,1 1 beffâ b1ââ â â â b1 h1 t1ââ â
â â t1ââ â â ââ ââ â
cM5â=
Mop,1,Rd knfy0t02 h1 1 b+( )
2 1 bâ( )------------------------
2b0b1 1 b+( )1 bâ
----------------------------------+â â â ââ ââ â
cM5â=
Mop,1,Rd fykt0 b0 t0ââ â â â h1 5t0+â â
â â cM5â=
Mop,1,Rd 2fy0t0 h1t0 b0h0t0 b0 h0+â â â â+
â â â ââ ââ â
cM5â=
Mop,1,Rd fy1 Wpl,1 0,5 1 beffâ b1ââ â â â
2
b12t1â
â â â ââ ââ â
cM5â=
beff10
b0 t0â--------------
fy0t0fy1t1------------b1= mais beff b1†kn 1,3 0,4n
b------------â=
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Tableau 7.15 â CritĂšres de calcul pour les types particuliers de nĆuds soudĂ©s avec barres de treillis en RHS et membrures en RHS
Type de nĆud CritĂšres de calcul
Les barres peuvent ĂȘtre soit tendues soit comprimĂ©eset il convient qu'elles agissent dans le mĂȘme sens pourles deux barres.
N1,Ed †N1,Rd
oĂč N1,Rd est la valeur de N1,Rd pour un nĆud en X selon leTableau 7.11
La barre 1 est toujours comprimée et la barre 2 esttoujours tendue.
N1,Ed sin h1 + N3,Ed sin h3 †N1,Rd sin h1
N2,Ed sin h2 †N1,Rd sin h1
oĂč N1,Rd est la valeur de N1,Rd pour un nĆud en K selon le
Tableau 7.12, mais en remplaçant par :
Il convient que toutes les barres de treillis soient soitcomprimées soit tendues.
N1,Ed sin h1 + N2,Ed sin h2 †Nx,Rd sin hx
oĂč Nx,Rd est la valeur de Nx,Rd pour un nĆud en X selon leTableau 7.11, et Nx,Rd sin hx est la plus grande valeur de :
âN1,Rd sin h1â et âN2,Rd sin h2â
La barre 1 est toujours comprimée et la barre 2 esttoujours tendue.
Ni,Ed †Ni,Rd
oĂč Ni,Rd est la valeur de Ni,Rd pour un nĆud en K selon leTableau 7.12, Ă condition que, dans un nĆud de type avecespacement, au niveau de la section 1-1 la membruresatisfasse la condition :
b1 b2 h1 h2+ + +
4b0-------------------------------------------
b1 b2 b3 h1 h2 h3+ + + + +
6b0--------------------------------------------------------------------
N0,Ed
Npl,0,Rd-------------------
2V0,Ed
Vpl,0,Rd-------------------
2
+ 1,0â€
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Tableau 7.16 â CritĂšres de calcul pour les nĆuds soudĂ©s de jarret et de membrure brisĂ©e d'Ă©lĂ©ments en RHS
Type de nĆud CritĂšres
NĆuds «de jarret» soudĂ©s
Il convient que la section transversale soit de Classe 1 pour laflexion pure, voir lâEN 1993-1-1.
NEd †0,2Npl,Rd
et
Si h †90° :
Si 90° < h †180° :
oĂč j90 est la valeur de j pour h = 90°.
tp â„ 1,5t et â„ 10 mm
Membrure brisée
Prolongement imaginaire de la membrure
Ni,Ed †Ni,Rd
oĂč Ni,Rd est la valeur de Ni,Rd pour un nĆud en K ou N avecrecouvrement selon le Tableau 7.12.
NEd
Npl,Rd---------------
MEd
Mpl,Rd----------------+ jâ€
j3 b0 h0â
b0 t0â0,8
-------------------------- 11 2b0+ h0â-----------------------------+=
j 1 2 cos h 2â( )â â â â 1 j90ââ â
â ââ=
NEd
Npl,Rd---------------
MEd
Mpl,Rd----------------+ 1,0â€
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Tableau 7.17 â RĂ©sistances de calcul des nĆuds soudĂ©s en T, Y et X renforcĂ©s avec barres de treillis en RHS ou CHS et membrures en RHS
Type de nĆud RĂ©sistance de calcul [i = 1]
Renforcé à l'aide de plats de semelles pour éviter la ruine de la face de la membrure, la ruine de la barre ou lepoinçonnement.
Effort de traction bp †0,85
et
bp â„ b0 â 2t0
tp â„ 2 t1
Effort de compression bp †0,85
et
bp â„ b0 â 2t0
tp â„ 2 t1
Prendre N1,Rd Ă©gal Ă la valeur de N1,Rd pour un nĆud en T, Xou Y selon le Tableau 7.11, mais avec kn = 1,0 et en remplacantt0 par tp pour la ruine de la face de la membrure, la ruine de labarre de treillis et le poinçonnement uniquement
Renforcé à l'aide de plats latéraux pour éviter le voilement de la paroi latérale de la membrure ou le cisaillement de laparoi latérale de la membrure.
tp â„ 2 t1
Prendre N1,Rd Ă©gal Ă la valeur de N1,Rd pour un nĆud en T, Xou Y selon le Tableau 7.11, mais en remplaçant t0 par (t0 + tp)pour la ruine par voilement de la paroi latĂ©rale de la membrureet la ruine par cisaillement de la paroi latĂ©rale de la membrureuniquement.
lph1
sin h1--------------- bp bp b1ââ â
â â+â„
N1,Rd
fypt2p
1 b1 bpâââ â â â sin h1
-----------------------------------------------2h1 bpâsin h1
-------------------- 4 1 b1 bpââ+â â â ââ â
â cM5â=
lph1
sin h1--------------- bp bp b1ââ â
â â+â„
lp 1,5h1 sin h1ââ„
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Tableau 7.18 â RĂ©sistances de calcul des nĆuds soudĂ©s en K et N renforcĂ©s avec barres de treillis en RHS ou CHS et membrures en RHS
Type de nĆud RĂ©sistance de calcul [i = 1 ou 2]
Renforcé à l'aide de plats de semelles pour éviter la ruine de la face de la membrure, la ruine de la barre de treillis oule poinçonnement.
bp â„ b0 â 2t0
tp â„ 2 t1 et 2 t2
Prendre Ni,Rd Ă©gal Ă la valeur de Ni,Rd pour un nĆud en Kou N selon le Tableau 7.12, mais en remplaçant t0 par tppour la ruine de la face de la membrure, la ruine de la barrede treillis, et le poinçonnement uniquement.
Renforcé à l'aide d'une paire de plats latéraux pour éviter la ruine par cisaillement de la membrure.
Prendre Ni,Rd Ă©gal Ă la valeur de Ni,Rd pour un nĆud en Kou N selon le Tableau 7.12, mais en remplaçant t0 par(t0 + tp) pour la ruine par cisaillement de la membrureuniquement.
RenforcĂ© par un plat de sĂ©paration entre barres de treillis du fait dâun recouvrement insuffisant.
tp â„ 2 t1 et 2 t2
Prendre Ni,Rd Ă©gal Ă la valeur de Ni,Rd pour un nĆud en Kou N avec recouvrement selon le Tableau 7.12, aveckov < 80 %, mais en remplaçant bj, tj et fyj par bp, tp et fypdans lâexpression pour be,ov donnĂ©e dans le Tableau 7.10.
lp 1,5h1
sin h1--------------- g
h2
sin h2---------------+ +
â â â ââ â
â„
lp 1,5h1
sin h1--------------- g
h2
sin h2---------------+ +
â â â ââ â
â„
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7.5.3 NĆuds multiplanaires
(1) Dans chaque plan appropriĂ© d'un nĆud multiplanaire, il convient de satisfaire les critĂšres de calcul donnĂ©sen 7.5.2 en utilisant les rĂ©sistances de calcul rĂ©duites obtenues selon 7.5.3 (2).
(2) Il convient de dĂ©terminer les rĂ©sistances de calcul pour chaque plan appropriĂ© d'un nĆud multiplanaire enappliquant le facteur correctif l appropriĂ© donnĂ© dans le Tableau 7.19 Ă la rĂ©sistance du nĆud plan correspondantcalculĂ©e selon 7.5.2 avec lâeffort de membrure appropriĂ©e dans la configuration de nĆud multiplanaire.
Tableau 7.19 â Facteurs correctifs pour les nĆuds multiplanaires
Type de nĆud Facteur correctif l
NĆud en TT 60° †u †90°
La barre 1 peut ĂȘtre soit tendue soit comprimĂ©e.
l = 0,9
NĆud en XX
Les barres 1 et 2 peuvent ĂȘtre soit comprimĂ©es soit tendues.N2,Ed/N1,Ed est nĂ©gatif si lâune des barres est tendue et lâautrecomprimĂ©e.
en tenant compte du signe de N1,Ed et N2,Ed oĂčâN2,Edâ †âN1,Edâ
NĆud en KK 60° †u †90°
l = 0,9
Ă condition que, dans un nĆud de type avecespacement, au niveau de la section 1-1 la membruresatisfasse la condition :
l 0,9 1 0,33N2,Ed+ N1,Edââ â â â=
N0,Ed
Npl,0,Rd-------------------
2V0,Ed
Vpl,0,Rd-------------------
2
+ 1,0â€
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7.6 NĆuds soudĂ©s avec barres de treillis en CHS ou RHS ET membrures en profils en I ou H
(1) Ă condition que la gĂ©omĂ©trie des nĆuds se situe dans le domaine de validitĂ© donnĂ© dans le Tableau 7.20,il convient de dĂ©terminer les rĂ©sistances de calcul des nĆuds Ă l'aide des expressions donnĂ©es dans leTableau 7.21 ou Le Tableau 7.22 selon le cas.
(2) Pour les nĆuds se situant dans le domaine de validitĂ© donnĂ© dans le Tableau 7.20, il convient de ne pren-dre en compte que les modes de ruine couverts par le tableau appropriĂ©. Il convient que la rĂ©sistance de calculd'un nĆud soit prise Ă©gale Ă la plus faible valeur pour tous les critĂšres applicables.
(3) Pour les nĆuds se situant hors du domaine de validitĂ© donnĂ© dans le Tableau 7.20, il convient de prendreen compte tous les modes de ruine donnĂ©s en 7.2.2. En outre, il convient de tenir compte des moments secon-daires s'exerçant dans les nĆuds en raison de leur rigiditĂ© en rotation.
(4) Dans les nĆuds de treillis soumis uniquement Ă des efforts normaux, il convient que l'effort normal decalcul Ni,Ed ne dĂ©passe pas l'effort normal rĂ©sistant de calcul du nĆud soudĂ© Ni,Rd, dĂ©terminĂ© selon leTableau 7.21.
(5) Il convient que les nĆuds de treillis soumis Ă une combinaison d'effort normal et de flexion satisfassent lacondition :
... (7.5)
oĂč :
Mip,i,Rd moment résistant de calcul dans le plan ;
Mip,i,Ed moment fléchissant de calcul dans le plan.
Tableau 7.20 â Domaine de validitĂ© pour les assemblages avec barres de treillis en CHS ou RHS et membrures en profils en I ou H
Type de nĆud
ParamĂštre de nĆud [i = 1 ou 2, j = barre de treillis recouverte]
dw/tw
bi /ti et hi /ti ou di /tihi /bi b0 /tf bi /bj
Compression Traction
X
Classe 1
et
dw †400 mmClasse 1 ou 2
et
â„ 0,5
mais
†2,0
Classe 1 ou 2
â
T ou Y
Classe 1 ou 2
et
dw †400 mm
1,0 âK avec espacement
N avec espacement
K avec recouvrement
N avec recouvrement
â„ 0,5
mais
†2,0
â„ 0,75
25 % †kov †kov,lim 1)
1) kov,lim = 60 % si la ligne de soudure non visible nâest pas soudĂ©e et 80 % si la ligne de soudure non visible est soudĂ©e.Si le recouvrement dĂ©passe kov,lim ou si les barres de treillis sont de section rectangulaire avec hi < bi et/ou hj < bj,lâassemblage entre les barres de treillis et la face de la membrure doit ĂȘtre contrĂŽlĂ© afin de dĂ©tecter la prĂ©sence decisaillement.
hi
ti---- 35â€
bi
ti---- 35â€
di
ti---- 50â€
hi
ti---- 35â€
bi
ti---- 35â€
di
ti---- 50â€
Ni,Ed
Ni,Rd-------------
Mip,i,Ed
Mip,i,Rd-------------------+ 1,0â€
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Tableau 7.21 â RĂ©sistances de calcul des nĆuds soudĂ©s avec barres de treillis en RHS ou CHS et membrures en profil en I ou H
Type de nĆud RĂ©sistance de calcul [i = 1 ou 2, j = barre recouverte]
NĆud en T, Y et X Plastification de l'Ăąme de la membrure
Ruine de la barre de treillis
NĆuds avec espacement en K et N [i = 1 ou 2] Plastification de l'Ăąme de la membrure Inutile de vĂ©rifier la ruine de la barre de treillis si :
g/tf †20 â 28b ; b †1,0 â 0,03c
oĂč c = b0/2 tf
et pour les CHS :
0,75 †d1/d2 †1,33
ou pour les RHS :
0,75 †b1/b2 †1,33
Ruine de la barre
Cisaillement de la membrure
NĆuds avec recouvrement en K et N *) [i = 1 ou 2] Ruine de la barre de treillis 25 % †kov < 50 %
Les barres i et j peuvent ĂȘtre soit tendues soit comprimĂ©es.
Ruine de la barre de treillis 50 % †kov < 80 %
Ruine de barre de treillis kov â„ 80 %
Av = A0 â (2 â α) b0 tf + (tw + 2r) tf
Pour une barre de treillis en RHS :
Pour une barre de treillis en CHS : α = 0
mais pour les nĆuds en T, Y, X et les nĆuds avec espacement en K et N :
peff †bi + hi â 2ti
mais pour les nĆuds avec recouvrement en K et N :
peff †bi
mais bw †2ti + 10 (tf + r)
Pour les barres de treillis en CHS, multiplier les rĂ©sistances ci-dessus pour la ruine de la barre par p/4, remplacer b1 et h1 par d1ainsi que b2 et h2 par d2, Ă lâexception du cisaillement de la membrure.
*) Seule la barre recouvrante i nĂ©cessite une vĂ©rification. Il convient de prendre l'efficacitĂ© de la barre recouverte j (c'est-Ă -dire larĂ©sistance de calcul du nĆud divisĂ©e par la rĂ©sistance plastique de calcul de la barre) Ă©gale Ă celle de la barre recouvrante. VoirĂ©galement Tableau 7.20.
N1,Rd
fy0twbw
sin h1------------------- cM5â=
N1,Rd 2fy1t1peff cM5â=
N1,Rd
fy0twbw
sin h1------------------- cM5â=
Ni ,Rd 2fyitipeff cM5â=
Ni ,Rd
fy0Av
3sin hi
--------------------- cM5â=
N0,Rd A0 Avââ â â â fy0 Avfy0 1 VEd Vp1,Rdââ â
â â2
â+ cM5â=
Ni ,Rd fyiti peff be,ov 2hi
λov
50-------- 4tiâ+ +â â
â â cM5â=
Ni ,Rd fyiti peff be,ov hi 2tiâ+ +â â â â cM5â=
Ni ,Rd fyiti bi be,ov 2hi 4tiâ+ +â â â â cM5â=
α 1
1 4g2 3tf2( )â+â â
â â------------------------------------------=
peff tw 2r 7tffy0+ + fyiâ=
bwhi
sin hi------------- 5 tf r+( )+=
be,ov10
bj tjâ-----------
fy jtjfyiti--------bi= mais be,ov biâ€
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(6) Le moment de calcul Mi,Ed peut ĂȘtre pris Ă©gal Ă la valeur existant Ă l'intersection de l'axe neutre de la barrede treillis et de la face de la membrure.
(7) Il convient de calculer le moment résistant de calcul dans le plan Mip,1,Rd selon le Tableau 7.22.
(8) Si des raidisseurs sont utilisés dans la membrure (voir Figure 7.7) la résistance correspondant à la ruine dela barre de treillis Ni,Rd pour les assemblages en T, X, Y, K et N avec espacement (Tableau 7.22) est déterminéede la façon suivante :
... (7.6)
oĂč :
mais †bi + hi â 2ti
mais †bi + hi â 2ti
beff + beff,s †bi + hi â 2ti
oĂč :
a Ă©paisseur de gorge de soudure du raidisseur, «2a» devient «a» si lâon utilise des soudures dâangle dâun seulcĂŽtĂ© ;
s fait référence au raidisseur.
(9) Il convient que lâĂ©paisseur des raidisseurs soit au moins Ă©gale Ă celle de lâĂąme du profil en I.
Tableau 7.22 â Moments rĂ©sistants de calcul des nĆuds soudĂ©s avec barres de treillis en RHS et membrures en profil en I ou H
Type de nĆudRĂ©sistance de calcul
[i = 1 ou 2, j = barre de treillis recouverte]
NĆuds en T et Y Plastification de l'Ăąme de la membrure
Ruine de la barre de treillis
ParamĂštres peff et bw
mais peff †bi
Ni ,Rd 2fyiti beff beff,s+â â â â cM5â=
beff tw 2r 7tffy0+ + fyiâ=
beff,s ts 2a 7tffy0+ + fyiâ=
Mip,1,Rd 0,5fy0twbw h1 t1ââ â â â cM5â=
Mip,1,Rd fy1t1peffhz cM5â=
peff tw 2r 7tffy0+ + fy1â= bwh1
sin h1--------------- 5 tf r+â â
â â+= mais bw 2t1 10 tf r+â â â â+â€
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PĂ©rimĂštre efficace des barres de treillis, sans (gauche) et avec (droit) raidisseurs
Figure 7.7 â Raidisseurs pour les membrures en profil en I
7.7 NĆuds soudĂ©s avec barres de treillis en CHS ou RHS et membrures en profils en U
(1) Ă condition que la gĂ©omĂ©trie des nĆuds se situe dans le domaine de validitĂ© donnĂ© dans le Tableau 7.23,les rĂ©sistances de calcul des nĆuds soudĂ©s entre barres de treillis en profils creux et membrures en U peuventĂȘtre dĂ©terminĂ©es au moyen du Tableau 7.24.
(2) Il convient de prendre en compte les moments secondaires exercĂ©s dans les nĆuds en raison de leurrigiditĂ© de flexion.
(3) Dans un assemblage de type avec espacement, il convient de dĂ©terminer l'effort normal de calcul de lasection transversale de la membrure N0,Rd en prenant en compte lâeffort tranchant transmis entre les barres detreillis par la membrure, et en nĂ©gligeant le moment secondaire associĂ©. Il convient dâeffectuer la vĂ©rificationconformĂ©ment Ă lâEN 1993-1-1.
Tableau 7.23 â Domaine de validitĂ© pour les nĆuds soudĂ©s avec barres de treillis en CHS ou RHS et membrures en U
Typede nĆud
ParamĂštre dâassemblage [i = 1 ou 2, j = barre de treillis recouverte]
bi /b0
bi/ti et hi/ti ou di /tihi /bi b0 /t0
Espacement ou recouvrement
bi /bjCompression Traction
K avec espacement
N avec espacement
â„ 0,4
et
b0 †400 mm
Classe 1 ou 2
et
â„ 0,5
mais
†2,0
Classe 1 ou 2
0,5(1 â b*) †g/b0* †1,5(1 â b*) 1)
et
g â„ t1 + t2
K avec recouvrement
N avec recouvrement
â„ 0,25
et
b0 †400 mm
25 % †kov †kov,lim 2)
bi /bj â„ 0,75
b* = b1/b0*
b0* = b0 â 2 (tw + r0)
1) Cette condition sâapplique uniquement lorsque b †0,85.
2) kov,lim = 60 % si la ligne de soudure non visible nâest pas soudĂ©e et 80 % si la ligne de soudure non visible est soudĂ©e.Si le recouvrement dĂ©passe kov,lim ou si les barres de treillis sont de section rectangulaire avec hi < bi et/ou hj < bj,lâassemblage entre les barres de treillis et la face de la membrure doit ĂȘtre contrĂŽlĂ© afin de dĂ©tecter la prĂ©sence decisaillement.
hi
ti---- 35â€
bi
ti---- 35â€
di
ti---- 50â€
hi
ti---- 35â€
bi
ti---- 35â€
di
ti---- 50â€
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Tableau 7.24 â RĂ©sistance de calcul des nĆuds soudĂ©savec barres de treillis en RHS ou CHS et membrures en U
Type de nĆudRĂ©sistance de calcul
[i = 1 ou 2, j = barre de treillis recouverte]
NĆuds en K et N avec espacement Ruine de la barre de treillis
Ruine de la membrure
NĆuds en K et N avec recouvrement *) Ruine de la barre de treillis 25 % †kov < 50 %
Ruine de la barre de treillis 50 % †kov < 80 %
Ruine de la barre de treillis kov â„ 80 %
Av = A0 â (1 â α) b0* t0
b0* = b0 â 2 (tw + r0)
Pour les RHS :
Pour les CHS : α = 0
Pour les barres de treillis en CHS Ă lâexception du cisaillement de la membrure, multiplier les rĂ©sistances ci-dessus parÏ/4 et remplacer b1 et h1 par d1 ainsi que b2 et h2 par d2.
*) Seule la barre de treillis recouvrante i nĂ©cessite une vĂ©rification. Il convient de prendre lâefficacitĂ© (câest-Ă -dire larĂ©sistance de calcul du nĆud divisĂ©e par la rĂ©sistance plastique de calcul de la barre) de la barre recouverte j Ă©gale Ă celle de barre recouvrante.
Ni ,Rd fyiti bi beff 2hi 4tiâ+ +â â â â cM5â=
Ni ,Rd
fy0Av
3sin hi
--------------------- cM5â=
N0,Rd A0 Avââ â â â fy0 Avfy0 1 VEd Vpl,Rdââ â
â â2
â+ cM5â=
Ni ,Rd fyiti beff be,ov 2hi
λov
50-------- 4tiâ+ +â â
â â cM5â=
Ni ,Rd fyiti beff be,ov 2hi 4tiâ+ +â â â â cM5â=
Ni ,Rd fyiti bi be,ov 2hi 4tiâ+ +â â â â cM5â=
α 1
1 4g2 3tf2â+â â
â â-------------------------------------=
Vpl,Rd
fy0Av
3------------- cM5â=
VEd Ni ,Edsin hiâ â â â
max=
beff10
b0* t0â
--------------fy0t0fyti
------------ bi= mais beff biâ€
be,ov10
bj tjâ-----------
fy jtjfyiti-------- bi= mais be,ov biâ€
NM EN 1993-1-8:2021
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Commission de normalisation de la construction métallique BNCM CNCMET
Membres de la commission de normalisation
Président : M MAITRE
Secrétariat : M PESCATORE
Membres du groupe de rédaction
Animateur : M RAOUL
SecrĂ©tariat : M PESCATORE â MME LEMAIRE
M ARIBERT CONSULTANTM BAZIN CSTBM BRAHAM ASTRON BUILDING SYSTEMSM CHABROLIN CTICMM CHOLLET-MEYRIEU AFNORM DEBATTISTA EDFMME DUSSAUGEY SYNDICAT NATIONAL DES INDUSTRIES D'EQUIPEMENTSM GALEA CTICMM GAULIARD SCMFM GOURMELON IGPC(H)M GREFF GFDM GRIMAULT LORRAINE-CONDESSAM IZABEL SNPPAM LAMADON BUREAU VERITASM LAPEYRE CEPM LE CHAFFOTEC CTICMM LEQUIEN CETEN / APAVEM MAITRE SOCOTECM MARTIN D. SNCFM MENIGAULT BN ACIERM MOHEISSEN ALGECOM PAMIES INRSMME PECHENARD AFFIXM PERNIER DAEI / SOUS-DIRECTION DU BĂTIMENT ET DES TRAVAUX PUBLICSM RAMEAU EDFM RAOUL SETRAM REYNAUD STRMM ROUSSEAU INSTITUT DE SOUDUREM RYAN CTICMM SOKOL SOKOL CONSULTANTSM VILLETTE BAUDIN CHATEAUNEUFM ZHAO CTICM
M BUREAU CTICMM CARTIER JAILLET ROUBYM CONSIGNY ADPM DZUIBA EIFFELM GALEA CTICMM LARUE RBSM LE CHAFFOTEC CTICMM MAITRE SOCOTECM MILLOT JAILLET ROUBYM PAMIES INRSM PHU ADPM RYAN CTICMM SOKOL ARCELOR CONSTRUCTION FRANCEM TRIQUET SNCFM VILLETTE BAUDIN-CHATEAUNEUF
NF EN 1993-1-8/NA:2007-07NM EN 1993-1-8:2021
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â 3 â NF EN 1993-1-8/NA
Avant-propos Ă lâAnnexe Nationale de la norme NF EN 1993-1-8: 2005 et son corrigendum AC:2005
(1) La prĂ©sente Annexe Nationale dĂ©finit les conditions de lâapplication sur le territoire français de la normeNF EN 1993-1-8:2005, laquelle reproduit la Norme europĂ©enne EN 1993-1-8:2005: Eurocode 3 â Calcul desstructures en acier â Partie 1-8 : Calcul des assemblages, ratifiĂ©e par le ComitĂ© EuropĂ©en de Normalisationle 23 avril 2004 et mise Ă disposition le 11 mai 2005 et son corrigendum AC :2005.
(2) La présente Annexe Nationale a été préparée par la commission de normalisation de la constructionmétallique CNCMET.
(3) La présente Annexe Nationale :
â fournit des «paramĂštres dĂ©terminĂ©s au plan national» (NDP) pour les clauses suivantes de la normeeuropĂ©enne EN 1993-1-8:2005 et son corrigendum AC :2005 autorisant un choix national :
- 1.2.6 (groupe 6 : rivets)
- 2.2(2)
- 3.1.1(3)
- 3.4.2(1
- 5.2.1(2))
- 6.2.7.2(9)
â fournit des informations complĂ©mentaires non contradictoires destinĂ©es Ă faciliter l'application de la normeNF EN 1993-1-8:2005.
(4) Les clauses citées sont celles de la norme européenne EN 1993-1-8:2005 et de son corrigendum AC:2005.
(5) La prĂ©sente Annexe Nationale est prĂ©vue pour ĂȘtre utilisĂ©e avec la norme NF EN 1993-1-8:2005 pour le calculde bĂątiments et d'ouvrages de gĂ©nie civil neufs, associĂ©e aux normes europĂ©ennes EN 1990 Ă EN 1998complĂ©tĂ©es par leurs Annexes Nationales respectives. En attendant la publication de l'ensemble des AnnexesNationales aux Eurocodes, les «paramĂštres dĂ©terminĂ©s au plan national» sont, lorsqu'il y a lieu, dĂ©finis pour leprojet individuel.
(6) Quand la norme NF EN 1993-1-8:2005 et son corrigendum AC:2005 sont rendus applicables dans un marchĂ©public ou privĂ©, lâAnnexe Nationale est Ă©galement applicable.
(7) Pour la durĂ©e dâutilisation de ce projet Ă considĂ©rer dans la prĂ©sente Annexe Nationale, voir la dĂ©finitiondonnĂ©e par la NF EN 1990 et son Annexe Nationale. En aucun cas, cette durĂ©e ne peut ĂȘtre confondue avec celledĂ©finie par les textes lĂ©gislatifs et rĂ©glementaires traitant des responsabilitĂ©s et des garanties.
(8) Dans un but de clarification, les «paramĂštres dĂ©terminĂ©s au plan national» sont encadrĂ©s. Le reste du texteconsiste en des complĂ©ments Ă caractĂšre non contradictoire pour lâapplication sur le territoire français de la normeeuropĂ©enne.
NF EN 1993-1-8/NA:2007-07NM EN 1993-1-8:2021
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NF EN 1993-1-8/NA â 4 â
Annexe Nationale
(normative)
Init numĂ©rotation des tableaux dâannexe [A]!!!Init numĂ©rotation des figures dâannexe [A]!!!Init numĂ©rotation des Ă©quations dâannexe [A]!!!
AN 1 Application nationale des clauses de la norme européenne
NOTE La numérotation des clauses est celle de la norme européenne EN 1993-1-8:2005 et de son corrigendum AC:2005.
Clause 1.2 (Groupe 6 : rivets)
Clause 2.2(2)
NOTE Dans lâĂ©tat actuel de lâEN 1993-1-8:2005 et de son corrigendum AC :2005, le coefficient ÎłM7 nâest pas directementutilisĂ© dans les formules de dimensionnement des assemblages.
Clause 3.1.1(3)
Clause 3.4.2.(1)
Clause 5.2.1(2)
Les rivets seront conformes Ă la norme NF E 27-156 â ĂlĂ©ments de fixation â Rivets Ă tĂȘte ronde destinĂ©s Ă l'exĂ©cution des constructions mĂ©talliques, Septembre 1983.
Les valeurs Ă utiliser sont les suivantes :
ÎłM2 = 1,25 ; ÎłM3 = 1,1 ; ÎłM3,ser = 1,25 ; ÎłM4 = 1,0 ; ÎłM5 = 1,0 ; ÎłM6,ser = 1,0 ; ÎłM7 = 1,1 .
Il nây a pas de restriction pour lâutilisation des boulons de classes indiquĂ©es dans le Tableau 3.1.
Lorsque la prĂ©contrainte nâest pas explicitement utilisĂ©e dans le calcul pour les rĂ©sistances au glissement, maisest exigĂ©e pour des raisons dâexĂ©cution ou en tant que mesure concernant la qualitĂ©, il appartient auxdocuments du marchĂ© de prĂ©ciser le niveau de prĂ©contrainte Ă retenir.
Un niveau rĂ©duit de prĂ©contrainte ne doit pas ĂȘtre adoptĂ© pour des assemblages sollicitĂ©s Ă la fatigue ou Ă desactions sismiques. Il peut ĂȘtre utilisĂ© par exemple pour des cas de limitation de la corrosion ou de dĂ©placement,ou des risques de desserrage, mais uniquement avec des boulons conformes aux exigences dĂ©finies en 3.1.2.
Pied de poteau articulé :
Un poteau soumis uniquement Ă un effort normal de compression ou de traction peut ĂȘtre considĂ©rĂ© commearticulĂ© en pied si la longueur hors-tout de la platine hp reste infĂ©rieure ou Ă©gale Ă 300 mm.
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â 5 â NF EN 1993-1-8/NA
Clause 6.2.7.2(9)
Il peut lâĂȘtre Ă©galement si les conditions suivantes sont vĂ©rifiĂ©es simultanĂ©ment :
300 mm †hp †600 mm ;
Ξ à hp †3 mm ;
NEd à Ξ à hc †1,5.106 Nmm.
avec, sous charges non pondérées :
Ξ rotation locale (en radian) du pied de poteau
NEd effort normal dans le poteau (en N).
Figure 1 â Pied de poteau articulĂ©
Pour les assemblages courants, la rangĂ©e concernĂ©e par la limite de 1,9 Ft,Rd est gĂ©nĂ©ralement la rangĂ©eintĂ©rieure (celle sous lâaile en traction) et la rĂ©sistance de calcul de la rangĂ©e intĂ©rieure est le plus souvent,supĂ©rieure Ă celle de la rangĂ©e centrale adjacente.
Dans ce cas, il convient que la réduction des efforts de calcul ne concerne que les rangées centrales sous larangée intérieure. Autrement dit, la répartition « triangulaire » commence normalement à la rangée centrale laplus éloignée du centre de compression, rangée considérée à sa pleine résistance (voir Figure 2 ci-aprÚs).
La formule (6.26) devient alors ;
Ftr,Rd †Ft(x+1),Rd hr / h(x+1) (6.26a/NA)
et Ftr,Rd †Ftx,Rd hr / hx (6.26b/NA)
Figure 2 â RĂ©partition des efforts de calcul dans les rangĂ©es centrales
Il convient de prendre pour le moment rĂ©sistant de lâassemblage, la valeur minimale obtenue en tenant comptedes trois possibilitĂ©s suivantes de rĂ©partition des efforts dans les boulons :
â valeur maximale admissible par chaque rangĂ©e ;
â rĂ©partition triangulaire Ă partir de la premiĂšre rangĂ©e centrale (schĂ©ma ci-dessus) ;
â rĂ©partition triangulaire Ă partir de la rangĂ©e intĂ©rieure situĂ©e sous la semelle tendue.
IndĂ©pendamment de la valeur de la rĂ©sistance de calcul de la rangĂ©e intĂ©rieure, il convient quâune rĂ©partitiontriangulaire des efforts de calcul dans les rangĂ©es centrales selon la figure prĂ©cĂ©dente soit adoptĂ©e Ă©galementpour les cas suivants :
â les assemblages pour lesquels la rĂ©sistance dâun composant en compression (cĂŽtĂ© poutre ou cĂŽtĂ© poteau)est dĂ©terminante pour la rĂ©sistance au moment ;
â les assemblages poutre-poteau pour lesquels la rĂ©sistance en cisaillement de lâĂąme du poteau estdĂ©terminante pour la rĂ©sistance au moment ;
â les assemblages de profils supĂ©rieurs Ă 600 mm, jarrets Ă©ventuels inclus, mĂȘme dans le cas oĂč Ftx,Rd de larangĂ©e intĂ©rieure est infĂ©rieur Ă 1.9 Ft,Rd.
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EUROPEAN STANDARD
NORME EUROPĂENNE
EUROPĂISCHE NORM
EN 1993-1-8:2005/AC July 2009 Juillet 2009 Juli 2009
ICS 91.010.30
English version Version Française Deutsche Fassung
Eurocode 3: Design of steel structures - Part 1-8: Design of joints
Eurocode 3: Calcul des structures en acier - Partie 1-8: Calcul des assemblages
Eurocode 3: Bemessung und Konstruktion von Stahlbauten - Teil 1-8: Bemessung von
AnschlĂŒssen
This corrigendum becomes effective on 29 July 2009 for incorporation in the three official language versions of the EN.
Ce corrigendum prendra effet le 29 juillet 2009 pour incorporation dans les trois versions linguistiques officielles de la EN.
Die Berichtigung tritt am 29.Juli 2009 zur Einarbeitung in die drei offiziellen Sprachfassungen der EN in Kraft.
EUROPEAN COMMITTEE FOR STANDARDIZATION C O M I T Ă E U R O P Ă E N D E N O R M A LI S A T I O N EUR OP ĂIS C HES KOM ITEE FĂR NOR M UNG
Management Centre: Avenue Marnix 17, B-1000 Brussels
© 2009 CEN All rights of exploitation in any form and by any means reserved worldwide for CEN national Members. Tous droits d'exploitation sous quelque forme et de quelque maniÚre que ce soit réservés dans le monde entier aux membres nationaux du CEN. Alle Rechte der Verwertung, gleich in welcher Form und in welchem Verfahren, sind weltweit den nationalen Mitgliedern von CEN vorbehalten.
Ref. No.:EN 1993-1-8:2005/AC:2009 D/E/F
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Modifications de lâEN 1993-1-8:2005/AC:2005
1) Modifications de 2.2, 2.3, 2.5, 4.1, 6.4.1, 7.2.1, 7.3.1 et 7.4.2
Les corrections Ă apporter consistent Ă ajouter « P » aprĂšs le numĂ©ro dâarticle et Ă remplacer « il convient de » par « doit/doivent », le cas Ă©chĂ©ant. Les corrections indiquĂ©es sont soulignĂ©es.
a) « 2.2 Exigences générales »
« (1)P Tous les assemblages doivent possĂ©der une rĂ©sistance de calcul telle que la structure soit capable de satisfaire Ă toutes les exigences fondamentales de calcul donnĂ©es dans la prĂ©sente norme et dans lâEN 1993-1-1. »
« (3)P Les assemblages soumis Ă la fatigue doivent Ă©galement satisfaire aux principes donnĂ©s dans lâEN 1993-1-9. »
b) « 2.3 Sollicitations »
« (1)P Les sollicitations appliquĂ©es aux assemblages Ă lâĂ©tat limite ultime doivent ĂȘtre dĂ©terminĂ©es conformĂ©ment aux principes donnĂ©s dans l'EN 1993-1-1. »
c) « 2.5 HypothĂšses de calcul » « (1)P Les assemblages doivent ĂȘtre calculĂ©s sur la base dâune hypothĂšse rĂ©aliste de la rĂ©partition des
sollicitations. Les hypothĂšses suivantes doivent ĂȘtre utilisĂ©es pour dĂ©terminer la rĂ©partition des sollicitations :
« d) la rĂ©partition supposĂ©e des sollicitations doit ĂȘtre rĂ©aliste en ce qui concerne les rigiditĂ©s relatives au sein de lâassemblage, »
d) « 4.1 Généralités »
« (2)P Les soudures soumises Ă la fatigue doivent Ă©galement satisfaire aux principes donnĂ©s dans lâEN 1993-1-9. »
e) « 6.4.1 Généralités »
« (1)P Dans le cas dâune analyse rigide-plastique globale, un assemblage situĂ© au niveau dâune rotule plastique doit prĂ©senter une capacitĂ© de rotation suffisante. »
f) « 7.2.1 Généralités »
« (1)P Les valeurs de calcul des efforts normaux sâexerçant Ă la fois dans les barres de treillis et dans les membrures Ă lâĂ©tat limite ultime ne doivent pas dĂ©passer les rĂ©sistances de calcul des barres, dĂ©terminĂ©es selon lâEN 1993-1-1.
(2)P Les valeurs de calcul des efforts normaux sâexerçant dans les barres de treillis Ă lâĂ©tat limite ultime ne doivent pas non plus dĂ©passer les rĂ©sistances de calcul des nĆuds, donnĂ©es en 7.4, 7.5, 7.6 ou 7.7, selon le cas.
g) « 7.3.1 Résistance de calcul
«(1)P Les soudures assemblant les barres de treillis aux membrures doivent prĂ©senter une rĂ©sistance suffisante pour tenir compte des rĂ©partitions dâefforts non uniformes, et une capacitĂ© de dĂ©formation suffisante pour tenir compte de la redistribution des moments flĂ©chissants. »
h) « 7.4.2 NĆuds plans »
« (1)P Dans les assemblages de treillis soumis uniquement Ă des efforts normaux, lâeffort normal de calcul Ni,Ed ne doit pas ĂȘtre supĂ©rieur Ă lâeffort normal rĂ©sistant de calcul du nĆud soudĂ© Ni,Rd obtenu dâaprĂšs les Tableaux 7.2, 7.3 ou 7.4, selon le cas. »
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2
Modifications de lâEN 1993-1-8:2005/AC:2009
Modification de 1.12)
Alinéa « (1) », remplacer « S355 et S460 » par : « S355, S420, S450 et S460 ».
3) Modifications de 1.5
Alinéa « (3) », ajouter à la liste entre « hi » et « k » :
« hz est la distance entre les centres de gravitĂ© des tronçons de largeur efficace dâune poutre de section rectangulaire attachĂ©e Ă un poteau de section en I ou H ».
Alinéa « (6) », ajouter à la liste aprÚs « λ » : ov
« λov,lim est le recouvrement auquel le cisaillement entre les barres de treillis et la face de la membrure peut devenir critique ».
4) Modification de 3.4.2 e eAlinéa « (1) », « Tableau 3.2 », 5 rangée « [Categorie ]C », 2 colonne « CritÚres », 3e ligne, remplacer :
« » , ,v Ed net RdF Nâ€
par :
« ». ,, net Rdv EdF Nâ€â
5) Modifications de 3.5
Alinéa « (2) », « Tableau 3.3 », note « 1) », 1er tiret de la liste, remplacer « barres exposées et ; » par : « barres exposées (les valeurs limites sont données dans le tableau) et ; ».
Alinéa « (2) », « Tableau 3.3 », note « 1) nd », 2 tiret de la liste, remplacer « prévenir la corrosion » par : « prévenir la corrosion (les valeurs limites sont données dans le tableau). »
Modifications de 3.6.16)
Alinéa « (5) », remplacer « soit égale ou supérieure à » par : « soit égale ou inférieure à ».
Alinéa « (16) », « Tableau 3.4 », 3e rangée 2nde colonne, dans la formule de « F », remplacer « a » par : « αb,Rd b b ».NE concerne pas la version française
colonne, remplacer : eAlinéa « (16) », « Tableau 3.4 », 3 rangée 2nde
22,8 1,7o
ed
â ou » 2,5« - pour boulons de rive : k1 est la plus petite valeur de
par :
2 22,8 1,7 , 1,4 1,7o o
e pd d
â â et » 2,5« - pour boulons de rive : k1 est la plus petite valeur de
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3
7) Modification de 3.6.2.2
AlinĂ©a « (2) », remplacer « du boulon obtenue » par : « du boulon ou dâun groupe de boulons obtenue ».
8) Modifications de 3.9.1
Alinéa « (1) », remplacer le numéro de l'équation « (3.6) » par : « (3.6a) » ; puis, immédiatement aprÚs la derniÚre équation, ajouter la suivante :
, , ,3,
ss Rd ser p C
M ser
k nF FÎŒÎł
=« (3.6b)".
Alinéa « (1) », sous les équations, définition de « n », remplacer « les surfaces de frottement » par : « les plans de frottement ».
9) Modifications de 3.13.2
AlinĂ©a « (3) », « Tableau 3.10 », 6e rangĂ©e du tableau, dĂ©finition de « fy », remplacer « limite de calcul la plus faible » par : « limite dâĂ©lasticitĂ© la plus faible ». Ne concerne pas la version française
AlinĂ©a « (3) », Ăquation « (3.15) », dans lâĂ©quation et dans lâexplication des paramĂštres sous lâĂ©quation, remplacer deux fois « F ». » par : « FEd,ser b,Ed,ser
». AlinĂ©a « (3) », Ăquation « (3.16) », remplacer « f » par : « fh,Ed h,Rd
10) Modification de 4.5.1
AlinĂ©a « (1) », remplacer « la longueur efficace dâune soudure dâangle l » par : « la longueur efficace dâune soudure dâangle ». effl
11) Modification de 4.7.3
Alinéa « (1) », remplacer « Figure 4.6(a) » par : « Figure 4.6 ».
12) Modification de 4.14
Alinéa « (1) », « Tableau 4.2 », ajouter une « NOTE» au tableau :
« NOTE Les profils creux formĂ©s Ă froid, conformĂ©ment Ă lâEN 10219, qui ne satisfont pas aux limites donnĂ©es dans le Tableau 4.2, peuvent ĂȘtre supposĂ©s satisfaire Ă ces limites si leur Ă©paisseur ne dĂ©passe pas 12,5 mm, sâils sont en acier calmĂ© Ă l'aluminium et prĂ©sentent une qualitĂ© J2H, K2H, MH, MLH, NH ou NLH et en outre satisfont Ă C †0,18 %, P †0,020 % et S †0,012 %.
Dans les autres cas, le soudage est autorisĂ© dans la distance de 5t des angles seulement sâil peut ĂȘtre dĂ©montrĂ© par des essais que le soudage est acceptable pour cette application particuliĂšre. »
13) Modifications de 5.1.5
Alinéa « (3) », remplacer le point à la fin du second tiret par un point-virgule et ajouter un troisiÚme tiret :
« - l'excentricité se situe dans les limites spécifiées en 5.1.5(5). ».
Alinéa « (7) », 1Úre phrase, remplacer «et des barres de membrure comprimées » par : « et des barres ».
Alinéa « (9) », « Tableau 5.3 », dans la derniÚre colonne à droite :
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« »,
remplacer deux fois « Non » par : « Non, si 5.1.5(3) et (5) sont satisfaits » ; et remplacer dans la cellule inférieure « 5.1.5(5) » par : « 5.1.5(3) et (5) ».
14) Modification de 6.1.3
Alinéa « (4) », « Tableau 6.1 », page 63, 5e rangée «10 » « Boulons tendus », derniÚre colonne à droite « Capacité de rotation », remplacer « 6.4.7 » par : « 6.4.2 ».
15) Modifications de 6.2.2
Alinéa « (5) », supprimer : « ou » à la deuxiÚme ligne et le remplacer par : « et » à la troisiÚme ligne ; enfin remplacer « voir 6.2.2(7), est suffisante » par : « voir 6.2.2(7), en supplément est suffisante » à la 4e ligne.
». MbÎł 2MÎłAlinĂ©a « (7) », Ăquation « (6.2) », remplacer « » par : « » ; puis, remplacer « α » par : « αb bc
,v RdFAlinĂ©a « (8) », remplacer « La rĂ©sistance de calcul au cisaillement dâun pied de poteau muni dâune plaque
dâassise plane » par : « La rĂ©sistance au calcul de cisaillement entre un pied de poteau muni dâune plaque
dâassise plane et dâune couche de coulis de liaison ». ,v RdF
16) Modification de 6.2.4.1
*bL » par : Alinéa « (7) », « Tableau 6.2 », derniÚre rangée, remplacer la formule de «
3*
3,1
8,8 s bb
eff f
m A nLl t
=â
« » ;
puis, ajouter Ă la liste :
est le nombre de rangées de boulons (avec 2 boulons par rangée) ». « nb
17) Modification de 6.2.5 Alinéa « (2) », « NOTE », remplacer « La longueur efficace et la largeur efficace » par : « Les valeurs de la longueur efficace et de la largeur efficace » ; puis, remplacer « sont des dimensions théoriques » par : « sont des valeurs théoriques de ces dimensions ».
18) Modification de 6.2.6.1
/ 69wd t Δ†/ 69c wd t Δ†». Alinéa « (1) », remplacer « » par : «
19) Modification de 6.2.6.4.1
AlinĂ©a « (3) », « Tableau 6.4 », ajouter une rangĂ©e en bas du tableau contenant lâalinĂ©a suivant :
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« e1 est la distance entre le centre des fixations de la rangĂ©e dâextrĂ©mitĂ© et le bout adjacent reposant librement de la semelle du poteau, mesurĂ©e dans le sens de lâaxe du profil du poteau (voir rangĂ©e 1 et rangĂ©e 2 dans la Figure 6.9). »
20) Modification de 6.2.6.4.2
AlinĂ©a « (6) », « Tableau 6.5 », ajouter une rangĂ©e en bas du tableau contenant lâalinĂ©a suivant :
« e1 est la distance entre le centre des fixations de la rangĂ©e dâextrĂ©mitĂ© et le raidisseur adjacent de la semelle du poteau, mesurĂ©e dans le sens de lâaxe du profil du poteau (voir rangĂ©e 1 et rangĂ©e 4 dans la Figure 6.9). »
21) Modification de 6.2.6.4.3
Alinéa « (1) », « NOTE », remplacer « 4.10(4) et 4.10(6) » par : « 4.10 ».
22) Modification de 6.2.6.11
AlinĂ©a « (2) », remplacer « de ne pas prendre en compte » par : « de ne pas prendre en compte ⊠lors de la dĂ©termination de lâĂ©paisseur de la platine. Il convient de prendre en compte les effets de levier lors de la dĂ©termination des boulons d'ancrage. »
23) Modification de 6.2.7.1
Alinéa « (14) », remplacer « pour transmettre 25 % » par : « pour transmettre au moins 25 % ».
24) Modifications de 6.2.7.2 nde Alinéa « (7) », 2 ligne, supprimer « donnée par 6.2.7.2(6) ».
nde Alinéa « (8) », 2 ligne, supprimer « donnée par 6.2.7.2(6) ».
Alinéa « (10) », « Figure 6.17 », remplacer la sous-figure en bas à gauche par la suivante :
« ».
25) Modification de 6.2.8.1
Alinéa « (5) », remplacer :
« - RĂ©sistance par frottement au niveau de la liaison entre la plaque dâassise et son appui.
- RĂ©sistance au cisaillement des boulons dâancrage. »
par :
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« - RĂ©sistance de calcul par frottement au niveau de la liaison entre la plaque dâassise et son appui ajoutĂ©e Ă la rĂ©sistance de calcul au cisaillement des boulons d'ancrage. ».
26) Modification de 6.3.4
Alinéa « (1) », définitions de « kT,l » et « kT,r », remplacer deux fois « et il convient de le prendre égal à la somme des coefficients de rigidité » par : « et il convient de prendre son inverse égal à la somme des inverses des coefficients de rigidité ».
27) Modifications de 6.4.2
/ 69wd t Δ†/ 69wc wd t Δ†». Alinéa « (1) », remplacer « » par : «
AlinĂ©a « (2) », sous lâĂ©quation « (6.32 », ajouter lâexplication des paramĂštres :
« est le diamÚtre nominal du boulon d
ubf est la résistance ultime à la traction du matériau du boulon ».
28) Modifications de 7.1.2
Alinéa « (2) », remplacer « pour la condition de flexion simple » par : « pour la condition de compression axiale ».
Alinéa « (6) », ajouter au texte :
« Si le recouvrement dĂ©passe λov,lim.= 60 % dans le cas oĂč la ligne de contact cachĂ©e de la barre de treillis recouverte nâest pas soudĂ©e ou λov,lim.= 80 % dans le cas oĂč la ligne de soudure cachĂ©e de la barre de treillis recouverte est soudĂ©e ou si les barres de treillis sont de section rectangulaire avec h < b et/ou h < b ,i i j j il convient de vĂ©rifier au cisaillement lâassemblage entre les barres de treillis et la face de la membrure. ».
29) Modifications de 7.4.1
Alinéa « (3) », remplacer « tous les critÚres donnés en » par : « tous les modes de ruine donnés en ».
Alinéa « (3) », « Tableau 7.1 », remplacer le tableau entier par le suivant :
«
Rapport de diamĂštre 0.2 †d /di 0 †1,0 traction 10 †d0/t0 †50 (en gĂ©nĂ©ral), mais : 10 †d0/t0 †40 (pour les nĆuds en X) Membrures compression Classe 1 ou 2 et
10 †d0/t †50 (en gĂ©nĂ©ral), mais : 10 †d0 0/t0 †40 (pour les nĆuds en X ) traction di/ti †50 Barres de treillis compression Classe 1 ou 2
Recouvrement 25 % †λov †λ , voir 7.1.2 (6) ov,lim.Espacement g ℠t1 + t2».
30) Modifications de 7.4.2
2, ,, ,,
, , , , ,
1,0op i Edip i Edi Ed
i Rd ip i Rd op i Rd
MMNN M M
⥠â€+ +âą â„
âą â„⣠âŠâ€AlinĂ©a « (2) », Ăquation « (7.3) », remplacer lâĂ©quation par : « ».
AlinĂ©a « (2) », « Tableau 7.2 », 7e rangĂ©e, remplacer « -K » par « pour K » et « tous nĆuds en » par « nĆuds en », de sorte que lâĂ©noncĂ© d'origine :
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" "
soit corrigĂ© et devienne lâĂ©noncĂ© suivant :
« Ruine par poinçonnement â nĆuds avec espacement en K, N et KT et nĆuds en X, Y et T [i=1,2 ou 3] ».
Alinéa « (2) », « Tableau 7.3 », remplacer le tableau par le suivant :
«
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Ruine de la face de la membrure
N = 5
2200 /)204( Myp tfk ÎłÎČ+1,Rd
Mip,1,Rd = 0 Mop,1,Rd = 0,5 b N1 1,Rd
5
200 /
81,015
Myp tfk
ÎłÎČâ
N = 1,Rd
Mip,1,Rd = 0 Mop,1,Rd = 0,5 b N1 1,Rd
N1,Rd = ( ) 5
200 /25,015 Myp tfk γη+
Mip,1,Rd = h1 N1,Rd Mop,1,Rd = 0
( ) 5
200 /25,015 Myp tfk γη+N = 1,Rd
Mip,1,Rd = h N1 1,Rd Mop,1,Rd = 0
Ruine par poinçonnement
500 /)3/(2 Myft Îł1maxtÏ = †1)//( tWMAN elEdEd +
Facteur kDomaine de validité p
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En complément des limites données dans le Tableau 7.1 : Pour np > 0 (compression) :
k ÎČ â„ 0,4 et η †4 oĂč ÎČ = b1 /d0 et η = h1/d0
p = 1 â 0,3 np (1 + np) mais kp †1,0 Pour np †0 (traction) : kp = 1,0
".
eAlinéa « (2) », « Tableau 7.4 », 7 rangée, remplacer le contenu de la cellule suivante :
" "
par :
« sections en I ou H avec 2η > (pour la compression axiale
et flexion hors du plan) et sections en RHS : ( ) 11,1,11, // tWMAN elEdEd + 500 /)3/( Myft Îł1maxtÏ = â€
( ) 11,1,11, // tWMAN elEdEd + 500 /)3/(2 Myft Îł1maxtÏ = †Tous les autres cas :
oĂč t1 est l'Ă©paisseur de semelle ou de paroi de la barre de la section transverse en I, H, ou RHS. »
Alinéa « (6) », « Tableau 7.6 », dans la cellule suivante :
" ",
Remplacer « La barre 1 est toujours » par « Les barres 1 et 3 sont ici » ; puis, remplacer « la barre 2 est toujours » par « la barre 2 est ici » ; enfin, remplacer la figure par la suivante :
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« ».
31) Modifications de 7.4.3 e ÚreAlinéa « (2) », « Tableau 7.7 », 3 rangée, 1 colonne, remplacer la figure par la suivante :
«
».
Alinéa « (2) », « Tableau 7.7 », derniÚre rangée, 1Úre colonne, remplacer la figure par la suivante :
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«
».
32) Modifications de 7.5.1
Alinéa « (3) », remplacer « tous les critÚres donnés en » par : « tous les modes de ruine donnés en ». eAlinéa « (3) », « Tableau 7.8 », 4 rangée, derniÚre colonne à droite, dans la cellule suivante :
», «
remplacer la 1Úre ligne par : « 25 % †λov †λov,lim. 2) » ; puis supprimer la 2nde e ligne par : ligne ; enfin, remplacer la 3
« b /b †0.75 ». i j
Alinéa « (3) », « Tableau 7.8 », derniÚre rangée :
« »,
dans la Note « 1) », remplacer « » par : « » ; puis, remplacer « 0 1 2/g b t t> + 1g t t> + » par : 2) 2
« 2) λov,lim = 60 % si la ligne de contact cachĂ©e nâest pas soudĂ©e et 80 % si la ligne de soudure cachĂ©e est soudĂ©e. Si le recouvrement dĂ©passe λ ou si les barres de treillis sont de section rectangulaire avec h < bov,lim. i i et/ou hj < b ,j lâassemblage entre les barres de treillis et la face de la membrure doit ĂȘtre vĂ©rifiĂ© au cisaillement. ».
Alinéa « (3) », « Tableau 7.8 », remplacer toutes les occurrences de « classe 2 » par « classe 1 ou 2 ».
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12
33) Modifications de 7.5.2.1
Alinéa « (4) », supprimer : « Tableau 7.10, ».
Alinéa « (4) », « Tableau 7.10 », dans les cellules suivantes :
», «
2 450
ovi ih tλ
âDans lâĂ©quation, remplacer « " par : " ».
AlinĂ©a « (4) », « Tableau 7.10 », 1Ăšre colonne, 7e rangĂ©e (cellule dĂ©diĂ©e à « nĆuds en espacement en K et N) », remplacer la figure par la suivante :
«
».
Alinéa « (4) », « Tableau 7.10 », ajouter au texte sous « *) » aprÚs la derniÚre phrase : « Voir également Tableau 7.8. »
Alinéa « (4) », « Tableau 7.11 », remplacer le tableau par le suivant :
«
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Type de nĆud RĂ©sistance de calcul
Ruine de la face de membrure ÎČ â€ 0,85
511
200 /14
sin2
sin)1( Myn tfk
ÎłÎČΞ
ηΞÎČ ââ
â
ââââ
ââ+
âN = 1,Rd
1)Voilement de la paroi latĂ©rale de la membrure ÎČ = 1,0 2)
501
1
1
0 /10sin2
sin Mbn thtfk Îł
ΞΞ âââ
ââââ
â+N = 1,Rd
Ruine de la barre de treillis ÎČ â„ 0,85
N = 5111 /)242( Meffyi bthtf Îł+â1,Rd
Poinçonnement 0,85 †ÎČ â€ (1 - 1/Îł)
5,1
1
1
00 /2sin2
sin3 Mpey bhtf
γΞΞ ââ
â
ââââ
â+N = 1,Rd
1) Pour les nĆuds en X avec cosΞ1 > h1/h0 utiliser la plus faible de cette valeur et de la rĂ©sistance au cisaillement des parois latĂ©rales de la membrure donnĂ©e pour les nĆuds en K et N avec espacement dans le Tableau 7.12. 2) Pour 0,85 †ÎČ â€ 1,0 utiliser une interpolation linĂ©aire entre la valeur pour la face de la ruine de la membrure Ă ÎČ = 0,85 et la valeur qui gouverne pour la ruine de la paroi latĂ©rale de la membrure Ă ÎČ = 1,0 (voilement de la paroi latĂ©rale ou cisaillement de la membrure). Pour les barres circulaires, multiplier les rĂ©sistances ci-dessus par Ï/4, remplacer b1 et h1 par d1 et remplacer b2 et h2 par d . 2
beff = 11
00
00 /10 b
tftf
tb yi
y mais beff †b1
Pour la traction : fb = fy0
be,p = 100 /
10 btb
mais be.p †b1
Pour la compression: f (nĆuds en T et Y) b = Ï fy0 f (nĆuds en X) b = 0,8 Ï f sin Ξ1 y0
oĂč Ï est le coefficient de rĂ©duction pour le flambement par flexion obtenu selon lâEN 1993-1-1 Ă lâaide de la courbe de flambement appropriĂ©e et dâun Ă©lancement Pour n > 0 (compression) : λ dĂ©terminĂ© par : k
ÎČn4,03,1 â
λ =
0
10
0
sin12
46,3
yfE
th
Ï
Ξâââ
ââââ
ââ
n =
mais kn †1,0 Pour n †0 (traction) : kn = 1,0
».
Alinéa « (4) », «Tableau 7.12 », dans la cellule suivante :
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« »,
remplacer « h par d2 2 » par : « h2 par d2, Ă lâexception du cisaillement de la membrure ».
Alinéa « (4) », « Tableau 7.12 », dans la cellule suivante :
« »,
derniĂšre ligne, remplacer :
« Pour une barre de treillis circulaire : α = 0 »
par :
« Pour des barres de treillis circulaires : α = 0 ».
ibtb 00
10,
0 0
10/e p ib b
b t=Alinéa « (4) », « Tableau 7.12 », 2nde colonne, 13e rangée, remplacer « b = » par : « ». e,p
Alinéa « (4) », « Tableau 7.13 », dans les cellules suivantes :
â â,
remplacer :
« Ruine de la barre de treillis [i=1] »
par :
« Ruine de la face de membrure ÎČ â€ 0,85 » ;
puis, remplacer la formule de « N » par : 1,Rd
21, 0 0 5
2 2.8 /1 0,9Rd n y MN k f t ÎČ Îł
ÎČ+
=â
». «
Alinéa « (4) », « Tableau 7.13 », dans les cellules suivantes :
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« »,
0 0yf tdans la formule, remplacer « » par : « ». 0 0n yk f t
Alinéa « (4) », « Tableau 7.13 », dans les cellules suivantes :
», «
Supprimer : « 1 â t1/b0 » dans le dĂ©nominateur de la formule.
Alinéa « (4) », « Tableau 7.13 », dans la cellule suivante :
», «
Ajouter aprĂšs la derniĂšre Ă©quation :
« N est la capacitĂ© dâune semelle ; 1,Rd
ÎČ est le rapport entre la largeur de la semelle de la section de la barre de treillis en I ou H et la largeur de la membrure en RHS. ».
34) Modifications de 7.5.2.2 nde eAlinéa « (7) », « Tableau 7.14 », 2 rangée, remplacer dans le cas de « Ruine de la barre de treillis » : colonne, 7
( )( ) 5M1111eff1,pl1yRd,1,ip /thbb/b1WfM Îłââ=« »
par :
( ) ( )( ) 5M11111eff1,pl1yRd,1,ip /tthbb/b1WfM Îłâââ= ». «
AlinĂ©a « (7) », « Tableau 7.14 », 2nde colonne, 4e e e, 6 , 10 et 14e rangĂ©es, remplacer « 0,85 †ÎČ â€ 1,0 » par : « 0,85 < ÎČ â€ 1,0 ».
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Alinéa « (7) », « Tableau 7.17 », remplacer le tableau par le suivant :
«
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Type de nĆud RĂ©sistance de calcul
RenforcĂ© Ă lâaide de plats de semelles pour Ă©viter la ruine de la face de la membrure, la ruine de la barre de treillis ou le poinçonnement.
Effort de traction ÎČp †0,85
( )11
1
sinbbbh
pp â+Ξ
â
p â„
et b â„ b â 2tp 0 0 12pt tâ„
( ) â â 11
2
sin/1 Ξp
pyp
bbtf
N = ⊠1,Rd
511
1 //14sin
/2Mp
p bbbh
γΞ ââ
â
ââââ
ââ+â ...
Effort de compression ÎČp †0,85
( )11
1
sinbbbh
pp â+Ξ
â
p â„
et b â„ b â 2tp 0 0 12pt tâ„Prendre N1,Rd Ă©gal Ă la valeur de N1,Rd pour un nĆud en T, X ou Y selon le Tableau 7.11, mais avec kn = 1,0 et en remplaçant t0 par tp pour la ruine de la face de la membrure, la ruine de la barre de treillis et le poinçonnement uniquement.
RenforcĂ© Ă lâaide de plats latĂ©raux pour Ă©viter le voilement de la paroi latĂ©rale de la membrure ou le cisaillement de la paroi latĂ©rale de la membrure .
11 sin/5,1 Ξh â
p â„ 12pt tâ„ Prendre N1,Rd Ă©gal Ă la valeur de N1,Rd pour un nĆud en T, X ou Y selon le Tableau 7.11, mais en remplaçant t0 par (t0 + tp ) pour la ruine par voilement de la paroi latĂ©rale de la membrure et la ruine par cisaillement de la paroi latĂ©rale de la membrure uniquement.
».
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35) Modifications de 7.5.3 e ÚreAlinéa « (2) », « Tableau 7.19 », 3 rangée, 1 colonne, remplacer la figure par la suivante :
«
».
e ÚreAlinéa « (2) », « Tableau 7.19 », 5 rangée, 1 colonne, remplacer la figure par la suivante :
«
».
e ÚreAlinéa « (2) », « Tableau 7.19 », 7 rangée, 1 colonne, remplacer la figure par la suivante :
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«
».
36) Modifications de 7.6
Alinéa « (1) », « Tableau 7.20 », 2nde rangée (dédiée à « X »), 3e colonne (juste sous « Compression »), remplacer « Classe 1 » par : « Classe 1 ou 2 ».
Alinéa « (1) », « Tableau 7.20 », remplacer toutes les occurrences de « classe 2 » par « classe 1 ou 2 ».
Alinéa « (1) », « Tableau 7.20 », 1Úre colonne, derniÚre rangée, ajouter la ligne suivante :
« 25 % †λov †λov,lim. 1) » ;
puis, dans une nouvelle cellule au bas du tableau, ajouter la note suivante :
λ1)« ov,lim. = 60 % si la ligne de contact cachĂ©e nâest pas soudĂ©e et 80 % si la ligne de soudure cachĂ©e est soudĂ©e. Si le recouvrement dĂ©passe λov,lim. ou si les barres de treillis sont de section rectangulaire avec h < bi i et/ou h < b ,j j
lâassemblage entre les barres de treillis et la face de la membrure doit ĂȘtre vĂ©rifiĂ© au cisaillement. ».
Alinéa « (2) », remplacer « les critÚres de calcul couverts par » par : « les modes de ruine couverts par ».
Alinéa « (3) », remplacer « tous les critÚres donnés en » par : « tous les modes de ruine donnés en ».
AlinĂ©a « (5) », « Tableau 7.21 », 2nde colonne, 6e rangĂ©e Ă partir du haut, remplacer « StabilitĂ© de lâĂąme de la membrure » par : « Plastification de lâĂąme de la membrure ».
Alinéa « (5) », « Tableau 7.21 », 2nde colonne, 7e rangée à partir du haut, remplacer «sin 1sinΞiΞ » par : « » ; puis, remplacer « N ». » par : « Ni,Rd 1,Rd
AlinĂ©a « (5) » ; « Tableau 7.21 », 6e cellule Ă droite, descendre lĂ©gĂšrement la bordure infĂ©rieure de la cellule de maniĂšre Ă ce que les signes «, », « †» et « â€â » soient complĂštement visibles dans lâĂ©quation suivante : « 0,75 †b1/b2 †1,33 ».
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Alinéa « (5) », « Tableau 7.21 », dans les cellules suivantes :
â â,
dans la 1Ăšre formule de « Ruine de la barre de treillis » dans « nĆuds avec recouvrement en K et N », remplacer
« (h50
ovλi â 2ti) / 50ovλ » par : « 2hi â 4t »; puis, dans la 2nde
i formule de « Ruine de la barre de treillis » dans
« nĆuds avec recouvrement en K et N », remplacer : « + h ». i â 2t » par : « 2h â 4ti i i
Alinéa « (5) », « Tableau 7.21 », dans la cellule suivante :
â â,
remplacer le texte entier dans la cellule par le suivant :
02 7 /eff w f y yip t r t f f= + +«
mais pour les nĆuds en T, X, Y et les nĆuds avec espacement en K et N :
2eff i i ip b h†+ â t
mais pour les nĆuds avec recouvrement en K et N :
eff ip b†â.
ĂšreAlinĂ©a « (5) », « Tableau 7.21 », 1 colonne, 8e rangĂ©e Ă partir du haut, lâĂ©quation de « α »dans le cas de « barre
de treillis en RHS », remplacer « α = ( )22 3/411
ftg+ » par : « 2 2
1(1 4 /(3 ))fg t
α =+
».
Alinéa « (5) », « Tableau 7.21 », dans la partie de texte suivante dans une cellule :
â â,
remplacer « h2 par d » par : « h2 2 par d2, Ă lâexception du cisaillement de la membrure ».
Alinéa « (5) », « Tableau 7.21 », derniÚre rangée, ajouter au texte sous « *) » aprÚs la derniÚre phrase : « Voir également Tableau 7.20. »
Alinéa « (9) », « Tableau 7.22 », dans la cellule suivante :
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« »,
remplacer « h » par : « (h1 1-t1) ».
Alinéa « (9) », « Tableau 7.22 », dans la cellule suivante :
», «
remplacer « (h1-t1) » par : « h ». z
Alinéa « (9) », « Tableau 7.22 », remplacer dans la totalité du tableau (quatre fois) « b » par : « peff eff » ; puis, dans la 1Úre colonne, derniÚre rangée, remplacer « beff †bi » par : « peff †b1+h1-2t1 ».
37) Modifications de 7.7
Alinéa «(3)», «Tableau 7.23», 2nde e colonne, remplacer « classe 1 » par : « classe 1 ou 2 ». rangée, 3
Alinéa « (3) », « Tableau 7.23 », 2nde e colonne, remplacer « classe 2 » par : « classe 1 ou 2 ». rangée, 6
Alinéa « (3) », « Tableau 7.23 », dans la cellule suivante :
», «
remplacer :
« 25 % †λov < 100 % »
par :
2)« 25 % †λov †λov,lim. ».
Alinéa « (3) », « Tableau 7.23 », dans la cellule suivante :
», «
ajouter une seconde note :
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« 2) λov,lim = 60 % si la ligne de contact cachĂ©e nâest pas soudĂ©e et 80 % si la ligne de soudure cachĂ©e est soudĂ©e. Si le recouvrement dĂ©passe λov,lim. ou si les barres de treillis sont de section rectangulaire avec h < bi i et/ou h < b ,j j lâassemblage entre les barres de treillis et la face de la membrure doit ĂȘtre vĂ©rifiĂ©e au cisaillement. ».
Alinéa « (3) », « Tableau 7.24 », dans les cellules suivantes :
», «
2 450
ovi ih tλ
âDans lâĂ©quation, remplacer « » par: « ».
Alinéa « (3) », « Tableau 7.24 », dans la cellule suivante :
», «
remplacer « Ă lâexception de la ruine de la membrure » par : « Ă lâexception du cisaillement de la membrure ».
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Corrigendum version française uniquement
1) Modification du 1.5
AlinĂ©a (3), remplacer dans la dĂ©finition de r « dâune section creuse rectangulaire » par « dâun profil creux rectangulaire »
2) Modifications de 3.6.1
Alinéa (12), remplacer « calage » par « fourrure »
3) Modification de 4.4
Alinéa (3), remplacer « au pied de cordon » par « au cÎté du cordon »
4) Modification de 5.1.2
Tableau 5.2, remplacer « platines dâassise » par « platines de pied de poteau »
5) Modification de 5.1.5
Remplacer « Tableau 5.4 » par « Tableau 5.3 »
6) Modification de 6.1.3
Tableau 6.1, n° 14 et 15, remplacer « plaque dâassise » par « platine de pied de poteau »
7) Modification du 6.2.2
AlinĂ©a (5), remplacer « plaques dâassise » par « platines de pied de poteau » et supprimer « dâassise » dans la phrase « frottement de la platine dâassise »
AlinĂ©a (6), remplacer deux fois « plaque dâassise » par « platine de pied de poteau »
AlinĂ©a (8), remplacer « Pour un pied de poteau muni dâune plaque dâassise plane » par « Pour une platine de pied de poteau plane » et remplacer « plaque dâassise » par « platine »
Tableau 6.2, texte du mode 3, remplacer « plaque» par « platine »
8) Modification du 6.2.5
AlinĂ©a (7), dĂ©finition de ÎČj, remplacer « plaque dâassise » par « platine de pied de poteau »
9) Modification du 6.2.6.11
10) Modification du 6.2.6.12
Alinéa (5), remplacer « Lorsque les boulons sont munis de crochets » par « Lorsque les boulons sont coudés »
11) Modification du 6.2.8
Titre, remplacer « RĂ©sistance des pieds de poteaux par plaque dâassise » par « RĂ©sistance des platines de pieds de poteaux » ainsi que dans le sommaire
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12) Modification du 6.3.1
Tableau 8 : remplacer « Plaques dâassise de poteau » par « platine de pied de poteau »
AlinĂ©a (7), remplacer « et une plaque dâassise » par « et une platine de pied de poteau »
Tableau 6.10, titre : remplacer « et plaques dâassise de poteaux » par « et platines de pieds de poteaux » et remplacer deux fois dans le tableau « plaques dâassise » par « platines de pieds de poteaux »
Tableau 6.11, dans colonne « composant », remplacer « Plaque dâabout de pied de poteau » par « platine de pied de poteau » et dans colonne « coefficient de rigiditĂ© », « tp Ă©paisseur de la plaque dâassise » par « tp Ă©paisseur de la platine»
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