Bruno QUIEVY GC5

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Chapitre 4 :

Contrôle des infrastructures

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Introduction Ce chapitre traite des différentes infrastructures abordées durant ce PFE chez

SOCOTEC sur le chantier de la gare de Strasbourg.

Dans un premier temps, la mission de contrôle s’est portée sur les travaux de reprise

en sous œuvre nécessaires pour réhabiliter la zone nord de la gare suite aux travaux

d’ouverture d’un troisième souterrain d’accès aux quais.

Dans un second temps, une étude sur les fondations de la verrière a été menée. Cette

verrière, qui symbolise à elle toute seule la transformation de la gare aux yeux du grand

public, repose en effet sur un système de fondation complexe et délicat à mettre en œuvre.

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I. Reprise en sous oeuvre Introduction

Dans le cadre du projet de réaménagement du bâtiment voyageur, un complet réaménagement de la zone nord de la gare SNCF est effectué pour libérer des espaces sans obstacles plus importants. La réhabilitation du souterrain de service en 3ème souterrain d’accès aux quais par les voyageurs implique une restructuration de son entrée dans la gare.

Fig. 4.1 : Vue générale de la zone des travaux de reprise en sous oeuvre

3ème souterrain

Zone de travaux

Verrière

Hall d’entrée de la gare

Place de la gare

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I.1. Les travaux à effectuer Le maître d’ouvrage désire diminuer le nombre de poteaux dans le hall sur lequel débouche le nouveau souterrain d’accès aux voies (3ème souterrain). C’est pourquoi, les 9 poteaux existants sont supprimés puis remplacés par 4 nouveaux poteaux. La disposition d’origine de l’ensemble poutres + poteaux doit être complètement repensée. Le tout devant s’intégrer parfaitement autant d’un point de vue structurel qu’architectural.

Les travaux consistent donc en de la reprise en sous œuvre pour diminuer le nombre

de poteaux présents et ainsi dégager un espace acceptable pour l’arrivée des voyageurs du TGV Est. Cf : Plan de l’existant en Annexe 3 Le choix de réalisation du bureau d’études s’est porté sur des poutres béton files 31 et 33, reliées entre elles par trois poutres et supportées par 4 poteaux béton reposant sur les fondations existantes. Cf : Plan du projeté en Annexe 4 I.2. Analyse des documents A la lecture de la note de calculs du bureau d’études en charge du projet, les vérifications ont porté sur les deux poutres longitudinales fil 31 et 33 reposant chacune sur deux nouveaux poteaux et soutenues à leur extrémité grâce à une niche dans deux poteaux en grès existants. En effet, les résultats du bureau d’études semblaient montrer, d’une part des erreurs de dimensionnement de ces deux poutres notamment en raison de résultats de flèche en travée centrale aberrants (26 cm) et, d’autre part des incertitudes au niveau de la fixation de ces poutres dans les deux poteaux en grès. I.3. Vérification du dimensionnement

L’étude s’est portée sur la poutre fil 33 qui semblait subir le cas de charges le plus défavorable vis-à-vis de la disposition des autres poutres restant en place.

Le premier travail effectué fut la modélisation des descentes de charges sur les nouvelles poutres en fonction de la structure existante restant en place : un réseau de poutrelles unidirectionnelles avec un remplissage de voûtains en briques et béton armé.

Visualisation de la répartition des efforts sur la poutre fil 33 en Annexe 5 Les différentes hypothèses suivantes ont été prises en compte :

- Poutres longitudinales reposant sur 4 appuis rotulés - Poids volumique de la dalle existante : 2,5 T/m3 - Hauteur de la dalle existante : 45 cm

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Ceci permet une modélisation de la poutre fil 33 comme suit : Ne sont pas représentés ici les efforts dus au poids propre de la poutre ni les efforts dus au remplissage des voûtains se reportant directement sur les appuis. (Cf : Annexe 5) Légende :

Charges permanentes : Charges d’exploitation

Q1 = 4,79 T/ml

E1 = 2,02 T/ml

Q2 = 18,68 T

E2 = 7,88 T

Un traitement informatique à l’aide du logiciel « Koka » développé par le service technique de SOCOTEC a permis de vérifier le choix de section (80 x 85HT) et de ferraillage du bureau d’étude. Cf : Note de calculs en Annexe 6 La vérification aux moments est faite aux ELU, mais une vérification de la flèche en milieu de travée centrale aux ELS est aussi prise en compte. En effet, en reprise en sous-œuvre, ce sont les déformations imposées à l’existant qui peuvent être déterminantes. I.4. Résultats et interprétation A la lecture des résultats, on constate le bon dimensionnement de la poutre aux moments. De plus, une vérification de la flèche en travée 2 à l’aide du logiciel « Flèche » de SOCOTEC met en évidence une flèche en milieu de travée centrale de 3,5 mm soit, environ L/2200, nettement inférieur au rapport souhaité de L/500. Ceci permet de valider le choix du bureau d’études vis-à-vis des déformations pour les éléments existants. (La flèche aberrante annoncée par le bureau d’étude provenait en fait d’une erreur de saisi d’inertie)

Cependant, à la vue des rapports de longueur entre la travée centrale et les travées extérieures, il est nécessaire de vérifier le non-soulèvement de la poutre sur ses appuis aux extrémités. On constate qu’il y a un effort de soulèvement de l’ordre de 4,3 T en extrémité de travée 1 et 3 au niveau du raccord avec les poteaux grès existants (Cf. Note de calcul en Annexe 6).

2,8 m 7,8 m 2,9 m

Travée 1 Travée 2 Travée 3

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Pour s’assurer que cet effort ne peut être plus important, une vérification avec un cas de charge plus défavorable a été effectuée en supprimant les charges d’exploitation réparties au niveau des travées 1 et 3. Mais, ceci entraîne un effort de soulèvement de l’ordre de 4,2 T. Pour prendre en compte ce problème de soulèvement, il faut réaliser la niche de la poutre dans le poteau en grès de la manière suivante :

Fig. 4.2 : Schéma de principe raccord Poutre-Poteau I.5. Le Contreventement En plus de la réalisation proprement dite des travaux de reprise en sous-œuvre, une analyse plus globale de l’impact de ces modifications sur la structure du bâtiment permet de soulever quelques problèmes sur la stabilité de l’ensemble, notamment vis-à-vis du contreventement. I.5.a. Historique du bâtiment Après l’achèvement de la construction du bâtiment de la gare en 1883, les nombreuses transformations successives au court du XXème siècle ont modifié la structure. Ceci est particulièrement vrai pour le contreventement Est / Ouest qui a été fortement réduit dans la partie nord de la gare où le projet du troisième souterrain débouche sur le hall repris en sous œuvre.

Remplissage avec un mortier sans retrait

Poteau en grès

Sommier d’assise en élastomère

Poutre BA

30 cm

Tirant DYWINAGE (Cf : § I.5. ci-dessous)

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Fig. 4.3 : Bâtiment de la gare en 1883 et son contreventement

On constate qu’à la construction du bâtiment, le contreventement est / ouest est très présent et très régulier. On retrouve 4 axes de contreventement principaux (en rouge) puis du contreventement secondaire (en vert), ce dernier étant surtout présent dans la zone nord où s’effectuent actuellement les travaux de reprise en sous œuvre.

Une présentation des travaux successifs dans la zone nord du bâtiment (zone Zoom) depuis 1883, disponible en Annexe 7, permet de visualiser la modification progressive du bâtiment au cours du XX ème siècle. Les travaux réalisés en 2006 sur l’ouverture du 3ème tunnel, à savoir le percement de la dalle du quai n°1 ainsi que les reprises en sous-œuvre pour supprimer les 9 poteaux du hall fragilisent encore en peu plus cette partie du bâtiment.

Fig. 4.4 : Trémie dans la dalle du quai n°1

Il est donc nécessaire d’analyser la structure actuelle au contreventement Est / Ouest juste après l’ouverture faite dans la dalle du quai n°1 et avant les travaux de reprise en sous œuvre à l’occasion desquels il peut être possible de renforcer la structure si nécessaire.

Contreventement

Zoom

N

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I.5.b. Analyse de la situation I.5.b.1. Est / Ouest Interprétation de la répartition des efforts lors d’une sollicitation (Vent ou Séisme) venant de l’Est.

Légende : Action sur le bâtiment (Vent ou séisme)

Répartition des poussées dans le bâtiment

Zone non contreventée

Trémie dalle quai n°1

3 ème souterrain Quai n°1 Axes de reprise en sous-oeuvre

Verrière

Contreventement sollicité Contreventement non sollicitable (trémie quai n°1)

Contreventement sollicité

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I.5.b.2. Ouest / Est Interprétation de la répartition des efforts lors d’une sollicitation (Vent ou Séisme) venant de l’Ouest.

Légende : Action sur le bâtiment (Vent ou séisme)

Répartition des poussées dans le bâtiment

Zone non contreventée

Trémie dalle quai n°1

3 ème souterrain Quai n°1

Axes de reprise en sous-oeuvre

Verrière

Contreventement sollicité mais amoindri en 1965 et 1984

Contreventement supprimé en 1923

Contreventement sollicité

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I.5.c. Résultats Dans chacun des deux cas, on constate que la majeure partie de la zone reste contreventée malgré les travaux successifs. Cependant, il y a apparition de deux zones non contreventées. Ces deux parties de la dalle ne sont pas raccordées au reste du bâtiment et sont donc un danger pour la stabilité de l’ensemble. De plus, les travaux de reprise en sous-œuvre visant à supprimer des poteaux vont encore fragiliser la structure. En contreventement classique et en sismique, il serait de bon augure de ne pas aggraver la situation en n’effectuant pas ces travaux mais ils sont nécessaires à l’exploitation future du pole d’échanges multimodal de Strasbourg.

I.5.d. Solution Pour permettre à la structure de garder un certain monolithisme, il a été décidé après concertation entre le bureau de contrôle et le bureau d’études du maître d’œuvre de relier les façades est et ouest du hall par des tirants de type DYWINAGE permettant de raccrocher les deux zones vues précédemment à l’ensemble du bâtiment. I.5.d.1. Localisation. Les tirants sont placés dans la zone de reprise en sous-œuvre et à travers les nouvelles poutres. Ils sont bloqués en traction à l’aide de plaques d’appuis noyées dans la maçonnerie à chaque extrémité.

Fig. 4.5 : Position des tirants DYWINAGE

Ce positionnement des tirants permet de solidariser la structure en reliant les zones non contreventées à l’ensemble poteaux + dalles + murs.

Axes de reprise en sous-oeuvre

Tirants DYWINAGE

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I.5.d.2. Dimensionnement En concertation avec le bureau d’étude OTE en charge d’une mission de dimensionnement par le maître d’œuvre sur ces travaux de reprise en sous-oeuvre, SOCOTEC à déterminé les tirants à mettre en œuvre. Ces tirants doivent être capables de reprendre les efforts en cas de séisme ou de vent.

� Vent : (Norme NV65) o Implantation : Strasbourg � Zone 1 o Pression dynamique :

- Normale : 50 daN/m² - Extrême : 87,5 daN/m²

o Surface façade à reprendre : 250 m² o Effet de site : Site normal o Effet de masque : pas de masque

On ne tient pas compte du hall de couverture des quais :

� Effort appliqué : - Normale : F1 = 250 x 1,3 x 0,0500 = 16,25 T - Extrême : F2 = 250 x 1,3 x 0,0875 = 28,50 T

� Séisme : (Norme PS92)

o Implantation : Strasbourg � Zone 1b : Accélération 0,20g (2 m/s-2). o Masse de la façade et de la dalle à reprendre: ≅ 200 T par poteau

En l’absence de calcul, une valeur forfaitaire est choisie pour l’effort horizontal équivalent à la sollicitation sismique. On impose 20 % du poids de la façade et de la dalle sollicitant les piliers.

� Effort appliqué : F3 = 200 x 0,20 = 40 T

Choix technique : A la vue des efforts appliqués sur la façade, il a été choisi de mettre en œuvre deux tirants de 40 T pour une sécurité maximale. I.6. Réalisation des travaux L’entreprise KESSER, en charge des travaux, a décidé de réaliser les travaux de reprise en sous œuvre en 4 phases :

� 1ère phase :

Démolition du plancher dans la zone de création des 2 poutres longitudinales. Mise en place d’étais provisoires pour soutenir le plancher pendant la phase des travaux puis, démolition des poteaux existants.

+ 0,8 + 0,5

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Fig. 4.6 : Démolition du plancher existant avant étaiement

� 2ème phase : Création des poteaux béton à l’aide de coffrage carton et ferraillage des poutres longitudinales et transversales.

Fig. 4.7 : Coffrage des poteaux et ferraillage des poutres

Ferraillage poutre transversale

Etaiement

Coffrage poteau

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� 3ème phase :

Mise en œuvre d’un béton B30, blanc pour un aspect fini en adéquation avec le reste du bâtiment puisqu’il reste à nu.

Fig. 4.8 : Fixation des tirants DYWINAGE avant coffrage

� 4ème phase :

Suppression des étaiements provisoires puis passage d’un maçon pour les finitions.

Fig. 4.9 : Ensemble poutres + poteaux après décoffrage

Rq : La solution initiale proposée par le maître d’œuvre était différente de celle réalisée par l’entreprise. En effet, cette solution initiale proposait de mettre en place, plus classiquement, des poutres métalliques reprenant les charges de la structures existante sans modifier le réseau des sous poutres porteuses (poutres transversales). Ceci provient du fait que l’entreprise KESSER en charge des travaux ne possède pas d’équipe spécialisée sur le chantier de la gare pour la réalisation de tels travaux en construction métallique.

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II. Les fondations « traditionnelles » de la verrière Dans la suite de ce chapitre traitant des infrastructures étudiées sur ce chantier, une étude spécifique du système de fondations de la verrière va être réalisée. Ce système est composé de trois types de fondations : des micropieux, des poteaux reposant sur du gros œuvre, et des poteaux reposant sur une poutre métallique. Les deux premiers types vont être abordés conjointement dans la suite de ce chapitre. Le dernier, plus atypique, sera quant à lui traité de manière plus complète à part.

II.1. Les micropieux II.1.a. Le choix du type de fondation D’après la descente de charge effectuée par l’entreprise SEELE en charge de la réalisation de la verrière, les fondations des poteaux soutenant les arcs le long de la façade de la gare SNCF doivent être dimensionnées pour reprendre des efforts variant de 700 kN à 1400 kN sans les pondérations.

Le bureau d’études de sol FONDASOL a réalisé une étude géotechnique au droit de l’implantation des poteaux le long de la façade. Cette étude démontre que la qualité des sols en place permet la réalisation de pieux forés tubés, de micropieux ou encore, de fondations massives en tête des graviers. Cependant, l’espace disponible pour la réalisation de ces fondations est faible. En effet, la distance entre les fondations existantes de la gare SNCF et les murs de la galerie à l’en-verre n’est que de quelques mètres. De plus, les sondages réalisés à l’occasion des études de FONDASOL ont montré la présence d’une épaisse couche de béton mise en place lors des travaux de réalisation de la galerie à l’en-verre ainsi qu’un réseau de canalisation en tout genre assez dense. Tout ceci a amené les bureaux d’études à choisir la solution prenant le moins de place pour réaliser ces fondations : les micropieux.

- Poteaux reposant sur le gros œuvre de la gare CTS ou sur une poutre métallique - Fondations sur micropieux aux extrémités Fondations sur micropieux

Gare SNCF

Poteaux soutenant les arcs

Verrière

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� Choix du type de micropieu :

Des efforts de traction peuvent apparaître au niveau des fondations en fonction des différentes combinaisons de cas de charges (séisme) donc, il est nécessaire de mettre en œuvre des micropieux équipés d’armatures et résistant à cette traction. Ceci interdit l’utilisation de micropieux de type 1 qui proposent une très faible résistance au flambement et à la traction.

La présence d’une nappe phréatique et de nombreux obstacles et cavités dans le sol empêchent la réalisation de micropieux de type 2.

Les fondations seront donc réalisées sur des micropieux de type 3 ou 4 mais, injectés à basse pression pour ne pas risquer de soulever les fondations de la gare qui sont très proches (1 à 2 mètres).

� Les micropieux de type 3 ou 4 :

Ce sont des pieux forés injectés sous pression (� à 1 Mpa) à l’aide d’un coulis comportant au minimum 1200 kg de ciment par m3. Le forage est équipé d’armatures et d’un système d’injection pour libérer le coulis environ tous les mètres ou bien, d’un tube en acier jouant le rôle d’armature et contenant le système d’injection. La différence entre le type 3 et 4 tient au critère suivant :

- Type 3 : Coulis mis en œuvre à l’aide d’une Injection Globale et Unique (dit

IGU) qui consiste à passer sous faible pression la quantité de coulis en une fois.

- Type 4 : Coulis mis en œuvre à l’aide d’une Injection Répétitive et Sélective

(dit IRS) qui consiste à injecter sous haute pression (sans dépasser 4 Mpa) par passes successives la quantité de coulis nécessaire.

Au final, après la réalisation de deux micropieux d’essai sur place et accord avec le

BET sol, l’entreprise TETRA en charge des travaux à choisi de réaliser des micropieux de type 3 de 200 mm de diamètre, composés d’une armature tubulaire API 5 CT N 80 φ 101,6 ép. 9,5 mm. Ils mesurent 8 mètres de long dont 7 mètres de longueur de scellement utile.

II.1.b. Le dimensionnement

� Le cadre technique : Comme défini par le Fascicule 62 Annexe 6 Chapitre 3, la portance du micropieu est exclusivement issue de la mobilisation du frottement latéral du sol. En conséquence, Les efforts repris par effet de pointe sous le micropieux sont négligés. Mis à part les canalisations, maçonneries et bétons en surface, le sol en place est composé exclusivement de graviers et sables. Les essais pressiométriques réalisés par FONDASOL donnent pour ces graviers et sables un Pl ≥ 4 Mpa. Pour ce type de matériaux, on obtient, d’après le DTU 13-2, une valeur de frottement latéral de 150 kPa (Tableau 6, Courbe C). La force portante du micropieu est obtenue par la formule (cf. DTU 13-2 chapitre 11) :

�Φ= isui hqQ .

5,1..απ

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Avec : - 1,5 : Coefficient de sécurité qui peut être ramené à 1 s’il y a un essai de traction. - φ : Diamètre du micropieu en mètres. - α : Coefficient du bulbe variant de 1 à 1,5 suivant la nature du micropieu. - qsui : Frottement ultime en kPa. - hi : Longueur de la couche de frottement ultime qsui.

� Le contrôle :

Le peu de calculs nécessaire permet de vérifier très rapidement les résultats théoriques de l’entreprise. Cependant, dans ce type de fondation, après avoir choisi le type et le diamètre du micropieu, ce n’est pas le dimensionnement théorique qui est délicat mais la mise en œuvre sur le terrain.

Capacité portante : suisu qLQ .1.. Φ= απ

� kNQsu 6591500,720,01 =××××= π

D’après le fascicule 62 titre V :

� Charge limite en compression : kNQQQ supuu 659=+=

� Charge limite en traction : kNQQ sutu 659== � Charge de fluage en compression : kNQQQ supuc 461.7,0.5,0 =+=

� Charge de fluage en traction : kNQQ sutc 461.7,0 ==

Les micropieux sont donc capables de reprendre :

- Aux ELS : QELS = QC/1,40 = 335 kN soit 47,9 kN/ml - Aux ELU : QELU = QU/1,40 = 470 kN soit 67,1 kN/ml

La valeur vérifiée par SOCOTEC et retenue pour la définition exacte du nombre et des

longueurs des micropieux par fondation est celle aux ELU.

II.1.c. La mise en oeuvre Comme précisé plus haut, dans le cas des micropieux, ce n’est pas le dimensionnement théorique qui prédomine mais plutôt la mise en œuvre. Cette dernière doit être réalisée avec beaucoup de soin pour obtenir les valeurs de capacité portante souhaitées. Un protocole de mise en œuvre a été rédigé par l’entreprise TETRA puis soumis à l’avis de SOCOTEC en décembre 2005, après approbation du BET de sols : Procédure d’exécution :

� Implantation des micropieux par un bureau de géomètre � Installation de la foreuse et réglage de la verticalité

� Forage des structures béton de surface en rotopercussion à l’air type fond de trou

φ 200 ou φ 220 mm sur l’épaisseur de la structure béton

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� Mise en place de l’armature :

- Premièrement : Mise en place de l’armature par forage en rotation sous injection de boue de forage jusqu’à la côte de –8,0 m.

- Deuxièmement : En cas de refus de la mise en place sans préforage, un préforage à la tarière hélicoïdale pleine de 150 mm sera réalisé sur la longueur du micropieu.

- Troisièmement : En cas de refus de la mise en place de l’armature après le préforage de 150 mm, un préforage à la tarière hélicoïdale pleine de 200 mm sera effectué sur toute la longueur du micropieu.

� Injection du coulis de ciment dosé à 85% de

ciment (CW185F) pour un volume maximal de 350 litres en cas d’absence de reflux en tête de forage. Continuité du scellement assurée par l’intermédiaire de valves équipant l’armature tous les 1,5 mètres.

� Réinjection limitée à 30 bars ou à 50 litres

en cas de constat d’affaissement du toit du coulis.

� Recépage des tubes d’armatures sur place à

la côte définie puis soudage des platines en tête de pieu.

Un contrôle de la bonne réalisation de ces travaux a été effectué par SOCOTEC tout au long des mois de février et mars 2006.

Forage des structures béton de surface Préforage à la tarière 150 mm

Platine 200x200x20

Décaissement fondations

Goussets de centrage (3 unités) Micropieu 200 mm

Armature N80 101,6 mm

Coulis de scellement CW185F

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Recépage des armatures à la bonne côte Platine soudée en tête de pieu

II.1.d. Les défauts constatés

� Matériel utilisé :

Les tubes N80 réceptionnés par l’entreprise TETRA n’étaient pas conformes au DTU. En effet, les trous nécessaires à l’injection du coulis étaient disposés à un intervalle variant de 1 à 2 mètres donc non régulier comme demandé par le DTU. L’avis suspendu de la part de SOCOTEC sur ce point a nécessité des travaux de mise en conformité sur chantier : perçage des tubes d’armature pour rétablir les injections à raison de 1 par mètre.

� Réalisation des platines :

Après avoir vérifié et fait rectifier la note de calcul concernant la réalisation des cordons de soudure entre la platine et la tête de poteau, un contrôle sur site a été effectué par SOCOTEC pour juger de la bonne qualité des soudures.

� L’aspect visuel des cordons de soudure entre les platines et les micropieux sur l’ensemble des semelles était non conforme à la note de calcul, à savoir :

- Les cordons ne totalisaient pas l’épaisseur utile « a » de 8 mm nécessaire. - Les cordons n’avaient pas tous la longueur minimum requise de 95 mm.

SOCOTEC a donc donné un avis défavorable sur la réalisation de ces travaux. Suivant les cas de charge, les micropieux de certaines semelles peuvent travailler en

traction, donc leurs cordons de soudure doivent être parfaitement réalisés. De plus, la non planéité constatée sur site des têtes de micropieux après recépage sur place ne permet pas un contact direct entre la platine et le micropieu, ceci implique que les soudures travaillent en cisaillement. Par conséquent, l’ensemble des soudures doit être repris et non uniquement celles pouvant travailler en traction. SOCOTEC a ensuite statué favorablement sur deux solutions techniques de rectification envisagées par l’entreprise d’une part et par le maître d’œuvre d’autre part :

Cordons de soudure

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� Solution envisagée par l’entreprise TETRA :

- Reprise des soudures au semi-automatique. - Contrôle par ressuage dans le cas des massifs travaillant en traction.

Dans la mesure où les conditions suivantes sont respectées :

- Fourniture des caractéristiques des baguettes utilisées pour les soudures

initiales. - Refonte des cordons de soudure actuels lors des premières passes. - Contrôle visuel de toutes les soudures réalisées. - Fourniture du certificat de qualification du soudeur.

� Solution envisagée par le maître d’œuvre :

- Recépage des micropieux sous le niveau des platines + raidisseurs actuellement soudés.

- Création de têtes de pieux avec platines + raidisseurs intégrés en atelier. - Manchonnage sur les têtes de pieux, puis soudure circulaire tube sur tube sur

site.

C’est la solution de l’entreprise qui a été retenue pour réaliser les travaux de mise en

conformité des soudures.

Fig. 4.10 : reprise des cordons de soudure sur un micropieu Sur avis du maître d’œuvre, pour tenir compte de la non planéité des têtes de micropieux, un cordon de soudure circulaire a été rajouté sous la platine pour supprimer les phénomènes de cisaillement des soudures verticales lorsque la semelle travaille en compression.

Cordons de soudure repris

Cordon de soudure ajouté

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II.2. Poteaux reposant sur du gros œuvre II.2.a. Emplacement Ce sont principalement des poteaux en béton armé reposant sur le gros œuvre de la galerie à l’en-verre qui permettent de supporter les pieds d’arc de la verrière. SOCOTEC s’est attaché à contrôler le ferraillage des poteaux du bloc 2 (appui n° 9 et 11) qui reposent tous deux sur un radier existant de 2 mètres d’épaisseur.

Légende : Poteaux BA

Poteaux BA contrôlés

Poteaux en acier

Micropieux

Fig. 4.11 : Emplacement des différents types de fondation

II.2.b. Appui n°11 : Poteau de type A

� Géométrie retenue :

Comme tous les poteaux en béton armé réalisés pour soutenir la verrière, les poteaux dits de type A sont circulaires et exécutés en B30. Le poteau de l’appui n°11 soutient un pied d’arc de la verrière via une poutre longitudinale en reposant sur le radier existant de la galerie à l’en-verre 7,25 mètres plus bas.

� Charges appliquées :

Après une vérification de la descente de charges du bureau d’études sur le poteau, une charge centrée de 1900 kN est retenue au niveau –1 comme au niveau –2 pour contrôler son ferraillage.

Appui n°11 : poteau type A

Appui n°9 : poteau type B

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� Contrôle : Le contrôle des armatures longitudinales, réalisé suivant la norme BAEL 99 à l’aide

du logiciel SOCOTEC « Poteaux », a permis de donner un avis favorable sur les dispositions prises par le bureau d’études. En effet, les critères sont respectés au niveau –2 dans le cas où 8 HA 25 sont disposés longitudinalement, et au niveau –1 dans le cas de 6 HA 25. Cf. Fig. 4.12 ci-dessous et Annexe 8.

L’espacement maximum des armatures transversales est quant à lui respecté dans les zones standards, critiques et de recouvrement.

Fig. 4.12 : Armatures pilier type A

II.2.c. Appui n° 9 : Poteau de type B Le poteau de type B diffère peu du poteau de type A. En effet, il ne supporte pas une poutre en milieu de travée mais en extrémité. Le système de ferraillage est donc quelque peu différant en tête de poteau, mais la cage d’armature longitudinale (8 puis 6 HA 25) est exactement la même que celle des poteaux de type A. Après vérification de la descente de charge, il est appliqué sur ce poteau un effort normal de 1600kN. Cet effort étant plus faible que dans le cas précédent, un avis favorable est aussi formulé pour le ferraillage de ce poteau. Les quelques photos ci-dessous permettent de visualiser la réalisation de ces poteaux.

0,70 m

2,59 m

0,70 m

3,26 m

Platine d’ancrage : support verrière

Dalle N-1

Dalle N-1

Dalle fondation

6 HA 25

6 HA 25 8 HA 25

Poutre BA

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Armatures en attente au N-1 Tête de poteau A en attente de ferraillage

Tête de poteau et platine avant coffrage Platine d’ancrage après décoffrage

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III. La poutre PRS III.1. Implantation Comme il a été exposé dans la partie précédente, la verrière repose d’un côté sur des micropieux principalement le long de la façade de la gare SNCF et de l’autre, sur le gros œuvre de la gare CTS. Cependant, au-dessus des quais de la gare CTS, la structure en béton armé initiale ne permet pas de reprendre les efforts induits par la nouvelle construction. Devant l’impossibilité d’effectuer des travaux lourds de génie civil dans la station tram la plus fréquentée de la ville, il a été décidé de mettre en place un Profilé Reconstitué Soudé (PRS) de 19,5 mètres de long sous le plafond des quais pour supporter deux des appuis de la verrière par l’intermédiaire de deux poteaux métalliques.

Fig. 4.13 : Positionnement poutre PRS – Coupe longitudinale

Fig. 4.14 : Positionnement poutre PRS – Profil

Ensemble poutre PRS + poteaux métalliques

Quais gare CTS

Verrière

Gare CTS

Gare SNCF

Ensemble poutre PRS + poteaux

Quais gare CTS

Verrière

Gare SNCF

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III.2. Géométrie La poutre utilisée pour reprendre les efforts de la verrière est constituée de deux Profilés Reconstitués Soudés jumeaux l’un à côté de l’autre. Ils sont à inertie variable avec une hauteur maximale au centre de 2100 mm et une hauteur minimale de 800 mm en extrémité. Ils totalisent chacun une largeur de semelle de 500 mm pour une longueur de 19,50 m. Les épaisseurs d’âme et de semelle sont de 40 mm. Ils sont reliés entre eux par des platines sur leurs semelles pour former une seule et même poutre. La poutre ainsi réalisée est longue de 19,50 m, a une largeur de 1,00 m, a une hauteur maximale de 2,10 m et comporte deux âmes. Des poteaux en acier de 9,3 m de haut permettent de reporter les efforts de la verrière sur la poutre PRS après avoir traversé la dalle N-2 de la galerie à l’enverre.

Fig. 4.15 : Poutre PRS – Vue de profil

Fig. 4.16 : Poutre PRS – Vue en plan

Plan à l’échelle 1/25 en Annexe 9

Dalle RDC

Poteau

Dalle N-2

Poutre PRS

Appuis de la verrière

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III.3. Vérification du dimensionnement Introduction Comme expliqué dans le chapitre 2, la vérification du dimensionnement par SOCOTEC d’une telle poutre n’est pas réalisée à l’aide d’un contre calcul complet qui serait très coûteux en temps, mais en vérifiant des ordres de grandeur par rapport aux résultats de la modélisation « Robot » du bureau d’études sur des points précis avec des calculs simples.

Le facteur dimensionnant de cette poutre n’est pas sa résistance ultime aux charges qui

lui sont appliquées, mais la déformation maximale admissible de la verrière qui repose dessus par l’intermédiaire des deux poteaux métalliques de diamètre 600. En effet pour tous les appuis de la verrière, l’entreprise SEELE en charge de sa réalisation s’est vue imposer les critères suivants :

Flèches absolues des appuis de la verrière dρ dθ dz

± 10 mm ± 10 mm ± 5 mm La poutre PRS ne doit donc pas avoir de flèche en charge supérieure à 5 mm au droit des deux appuis des poteaux. III.3.a. Charges appliquées Dans un premier temps, il a été vérifié si la descente de charge de la verrière fournie par l’entreprise SEELE au bureau d’études ARCADIS est cohérente. Plus précisément, si ce sont les bons coefficients de charges de vent et de neige qui ont été pris en compte par l’entreprise allemande conformément aux normes françaises V65 en zone 1 et N84 en zone 2A.

Soit : Strasbourg : alt. 143 m Vent : zone 1 Neige : zone 2A

Normal 50 daN/m² 45 daN/m² Extrême 87,5 daN/m² 75 daN/m²

Puis, un contrôle de la bonne application des pondérations et du non-oubli d’un cas de

charge par le bureau d’études ARCADIS a été effectué. Une fois ceci réalisé, on peut tenir compte des résultats obtenus par ARCADIS pour vérifier le dimensionnement proprement dit. On obtient le système de poutre PRS présenté plus haut avec les caractéristiques suivantes : - MMaxi = 4142 kN.m � σMaxi = 39,2 Mpa

- VMaxi = 905 kN � τMaxi = 16,4 Mpa

- δMaxi = 5,73 mm Aux ELS

Aux ELU

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Ces résultats permettent de valider le principe du modèle proposé puisque la résistance ultime de l’acier S355 utilisé n’est pas atteinte et que la flèche maximale de 5,73 mm au centre de la travée aux ELS permet d’obtenir une flèche inférieure aux 5 mm autorisés au droit des appuis des poteaux. Les contrôles qui suivent vont permettre soit de donner un avis favorable global sur la note de calcul, soit de formuler des avis suspendus ou défavorables sur certains points.

III.3.b. Poids propre :

Comparons les valeurs des différents éléments de la poutre PRS trouvées par SOCOTEC à partir de la géométrie fournie par le bureau d’études avec celles retenues par ce dernier.

Au final, SOCOTEC trouve un poids propre de 32,4 T pour 31,4 T dans la note de

calcul. A la vue des simplifications de calcul défavorables effectuées par SOCOTEC, un avis favorable est formulé sur ce point. III.3.c. Inertie Le bureau d’études a décidé de modéliser sous « Robot » les deux poutres PRS jumelles par une seule poutre équivalente :

Une vérification de l’inertie de la modélisation équivalente a été effectuée pour s’assurer des résultats de déformation fournis par le logiciel.

III.3.d. Déversement

Contrôle du non déversement de la poutre à l’aide du logiciel SOCOTEC « DeverCM » au règlement CM66.

Le cas le plus défavorable est retenu : malgré un encastrement des extrémités des deux poutres dans les murs qui les soutiennent de l’ordre de 50 cm, la modélisation retenue est celle d’une poutre sur deux appuis simples. De plus, le déversement est vérifié dans le cas de figure où il n’y aurait qu’une seule des deux poutres PRS jumelles en place sur laquelle la charge totale est appliquée.

2 x 500x40ep

2 x 500x40ep

2 x ht var x40ep ht var x80ep

1000x40ep

1000x40ep

- 68 -

a

Modèle :

Après calcul, le moment critique de déversement pour chacune des deux poutres PRS jumelles est de 5300 kN.m (MMaxi = 4142 kN.m). Il n’y a donc aucun risque de déversement.

III.3.e. Voilement Pour éviter tout risque de voilement de l’âme et conformément aux règles CM66, des raidisseurs sont prévus au droit des appuis et au droit des charges concentrées fixes (poteaux). Cf : Annexe 9.

De plus, en toute section de la poutre, il faut vérifier que (cf. CM66 art. 5.21) :

4

'2

2 .1000015,0

7 ���

����

�≤+�

�

���

�

a

a

heτσ

Le cas le plus défavorable a été retenu pour la vérification. C'est-à-dire les valeurs maximales de contrainte combinées à la hauteur d’âme la plus importante. D’où :

4

22

202040.1000

015,063,1792,3

��

���

�≤+��

���

� 230697,2 ≤

Il n’est donc pas nécessaire de mettre en place des raidisseurs intermédiaires. La solution proposée par le bureau d’études évite tout voilement de l’âme.

III.3.f. Assemblages � Soudures :

Le bureau d’études a calculé des cordons de soudures d’épaisseur utile « a » de 1,53 mm et propose la réalisation de cordons de 5 mm au minimum. L’entreprise CT Est en charge de la construction des deux profilés a choisi de réaliser des cordons de 7 mm pour des raisons évidentes de mise en œuvre sur des éléments de 40 mm d’épaisseur.

Un contre calcul réalisé par SOCOTEC d’après la norme NFP 22-470 dans le cas le

plus défavorable d’un seul profilé sollicité par VMaxi = 905 kN en milieu de travée donne les résultats suivants (cf. CM66) :

XXe ISVk

a.

..2

3.ο

≥

19,5 m

4,5 m 6,5 m

Avec : - σ : contrainte normale - ea : épaisseur de l’âme - τ : contrainte tangentielle - h’a : hauteur de l’âme

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Avec : - k = 1 (Acier S355) - V = 905 kN (Effort sollicitant) - σe = 355 Mpa

- S = 0,254 m3 (Moment statique) - IXX = 0,1398 m4 (Inertie)

� Soit un cordon d’épaisseur utile « a » minimale de 4 mm. La réalisation de cordons de 7 mm proposée par l’entreprise CT Est est retenu.

Cependant, la réalisation de soudure sur de telles épaisseurs (40 mm) est délicate donc, une attention particulière sera portée par SOCOTEC sur la préparation par l’entreprise (chauffage, intensité,…) et sa méthodologie lors d’une visite en atelier. Cf. § III.4.b. � Eclisses :

Pour des raisons de limitation de déformation des assemblages pouvant avoir de graves conséquences sur la structure de la verrière, le bureau d’études ARCADIS a choisi d’utiliser des boulons HR serrés au couple conformément à la norme NFP 22-460.

Comme précisé dans le Fascicule 61 Titre V du Ministère de l’Equipement : « Conception et calcul des ponts et constructions métalliques en acier », tous les assemblages doivent être de classe 2.

Il faut dimensionner les éclisses pour les deux liaisons d’extrémité et pour les deux

liaisons intermédiaires (cf. Annexe 9). Pour ces deux dernières, le bureau d’études a choisi un dimensionnement dans la section médiane (le plus défavorable ) même si les liaisons sont décalées vis-à-vis de cette section.

Une erreur est immédiatement apparue à la lecture des hypothèses des justificatifs. En

effet, un coefficient de frottement µf de 0,3 correspondant à l’état de surface d’un acier brut a été retenu alors que toutes les pièces doivent être galvanisées (µf compris entre 0,20 et 0,25). La disposition et le nombre de boulons étant correct, la vérification des assemblages par SOCOTEC s’est basée sur une reprise des calculs effectués par ARCADIS avec un coefficient µf d’une valeur de 0,20. Calcul de Qadm :

Il a été choisi d’utiliser des boulons M22 10.9 � Pv = 21,82 T Assemblage en classe 2 (cf. NFP 22-460) : fadm PvQ µ..0,1= = 1,0 x 21,82 x 0,2

Soit : Qadm = 4,364 daN.mm-2

Il s’agit maintenant de vérifier si les assemblages proposés sont dimensionnés pour ce nouveau Qadm plus faible. Rq : Pour information, Qadm ARCADIS = 6,54 daN.mm-2

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� Assemblages intermédiaires :

Les valeurs de moment et d’effort tranchant sont ceux d’ARCADIS (Robot).

- Semelles :

En section médiane, on a : 20712

4142 ==UM kN.m par PRS

Soit : 1005

208,0

1,2

2071 =−

==Ame

UU H

MH kN = 101 T par semelle par PRS

Soit : 51 T par plan

Il est prévu 12 boulons par éclisse d’où, 12 x µf = 12 x 4,364 = 52,368 T

On a : 52,368 T > 51 T � Avis favorable

- Ames :

En section médiane, on a : 5,632

127 ==UV kN par PRS

D’après le bureau d’étude, le boulon le plus sollicité dans l’éclisse d’âme subit un effort de 7,27 T.

Puisque deux plans sont sollicités, on obtient : 64,3227,7 ==MaxF T.

On a : Qadm = 4,364 T > 3,64 T � Avis favorable

� Assemblages d’abouts :

Les valeurs de moment et d’effort tranchant sont ceux d’ARCADIS (Robot).

- Semelles :

En section d’about, on a : 5402

1080 ==UM kN.m par PRS

Soit : 600

208,0

94,0

540 =−

==Ame

UU H

MH kN = 60 T par semelle par PRS

Soit : 30 T par plan

Il est prévu 12 boulons par éclisse d’où, 12 x µf = 12 x 4,364 = 52,368 T

On a : 52,368 T > 30 T � Avis favorable

2 x 12 boulons

2 x 42 boulons

2 x 12 boulons

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- Ames :

En section d’about, on a : 4502

900 ==UV kN par PRS

D’après le bureau d’études, le boulon le plus sollicité dans l’éclisse d’âme subit un effort de 9,28 T.

Puisque deux plans sont sollicités, on obtient : 64,4228,9 ==MaxF T.

On a : Qadm = 4,364 T < 4,64 T.

La résistance admissible pour le boulon le plus sollicité est dépassée dans le cas d’un coefficient de frottement de 0,20. Un Qadm de 4,64 T correspondrait à un µf de 0,2126, soit un écart de 6,3 %. Cependant, à la vue du nombre de boulons utilisés et à l’incertitude sur le coefficient µf dans le cas de tôles galvanisées (0,20 ⇔ 0,25) � Avis favorable.

Un avis favorable a donc été formulé sur l’ensemble des assemblages pour le nouveau

coefficient de frottement.

III.3.g. Protection au feu Comme cela est précisé dans le Chapitre 3, les dispositions de protection contre l’action du feu visent essentiellement la sauvegarde des vies humaines pendant l’évacuation du bâtiment. Donc, dans le cadre du Projet d’Echange Multimodal de Strasbourg, l’évacuation en cas d’incendie dans la gare CTS des personnes présentes dans la gare SNCF via la verrière doit être effectuée avant que cette dernière ne s’écroule suite à la rupture de la poutre PRS lui servant de fondation dans la gare CTS. � Aspect réglementaire : Règlement de sécurité contre l’incendie relatif aux établissements

recevant du public (cf. Chapitre 3 § II.1.a.)

On peut retenir deux articles déterminants dans ce règlement pour définir le temps de stabilité au feu demandé pour la poutre PRS, le temps retenu étant bien entendu le plus défavorable des deux après l’application de chacun des articles.

- Article CO 6 : Un établissement recevant du public doit être isolé de tout bâtiment ou

local occupé par des tiers afin d’éviter qu’un incendie ne puisse se propager rapidement de l’un à l’autre. Cet article précise que l’ERP Gare SNCF ne doit pas être perturbé en cas d’incendie

dans l’ERP Gare CTS (et inversement) pendant une certaine durée. Dans le cadre de ce projet, d’après la réglementation, cette durée est fixée à 2 heures.

La poutre PRS doit donc être stable au feu pendant 2 heures pour éviter toute perturbation dans la verrière durant ce laps de temps.

2 x 24 boulons

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- Article CO 11 : Un élément est un élément principal si sa ruine a une incidence sur la stabilité du reste de la structure. Dans ce cas, cet élément doit être stable au feu. La poutre PRS est donc un élément principal de la verrière. Cependant, il est important

de comprendre que, malgré cela, la poutre ne peut être endommagée en cas de sinistre dans la verrière. En effet, la poutre se situe dans la gare CTS et deux dalles en béton armé la séparent de la verrière.

De plus, cette poutre se situe juste au dessus des quais donc dans la zone la plus à risques de la gare CTS (l’incendie d’une rame de tram étant le scénario majeur le plus probable). C’est pourquoi l’article suivant, spécifique aux gares souterraines, lui est appliqué pour en justifier la stabilité au feu.

Article GA 6 : Dans les gares souterraines exclusivement voyageurs comprenant plusieurs niveaux de sous-sol accessibles au public, les structures principales doivent avoir un degré de stabilité au feu d’au moins 2 heures.

� Mesures appliquées :

On constate que, dans les deux cas, la durée de stabilité au feu demandée pour la poutre PRS est de 2 heures. On retient donc cette valeur.

Avant toute chose, il est utile de préciser qu’un élément en acier sans protection est stable au feu (résistance mécanique) pendant environ un quart d’heure. Cette résistance intrinsèque du matériau est clairement insuffisante dans notre cas, donc des protections sont nécessaires. De plus, elles doivent être dimensionnées et surtout réalisées avec beaucoup de soin pour remplir pleinement leur rôle.

A la vue de la taille de l’élément à protéger, le choix s’est porté sur l’application d’une peinture intumescente plutôt que sur la construction d’un caisson pare-feu autour de la poutre. Il en est de même pour les poteaux métalliques reposant dessus. Nota : Une peinture intumescente est un produit de faible épaisseur au départ et qui gonfle pour former une « meringue » protectrice sous l’effet de la température. Ce comportement singulier ne permet pas d’appliquer une méthode de calcul générale. Il est nécessaire de réaliser des essais qui permettent de tracer des abaques donnant la température atteinte pour un temps d’exposition donné en fonction de la quantité de produit appliqué et de la massivité du profilé. Conformément aux règles FA 82, pour les éléments hyperstatiques, la température critique de la poutre PRS est fixée à �CR = 550 °C et ceci après les deux heures d’exposition demandées par les articles GA 6 et CO 6. Pour obtenir cela, l’entreprise CT Est a choisi d’utiliser le produit intumescent NULLIFIRE S 605 de l’entreprise CARBOLINE. Après la lecture des rapports d’essais du CTICM sur ce produit, SOCOTEC a émis un avis favorable sur les quantités et la mise en œuvre du complexe suivant :

- 1 couche de préparation de CARBOGUARD 193 P. - 4 couches de NULLIFIRE S 605 pour obtenir l’épaisseur demandée de 3.1 mm. - 1 couche de finition de NULLIFIRE TS 615.

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Conclusion Mis à part l’erreur sur le coefficient de frottement retenu au départ par ARCADIS mais qui fut en fait sans conséquence, les différents « sondages » effectués sur cette note de calculs n’ont pas mis d’erreurs en évidence. SOCOTEC a formulé un avis favorable sur le dimensionnement de cette poutre PRS. III.4. Vérification des dispositions constructives III.4.a. Analyse des plans La lecture du plan en Annexe 9 soulève plusieurs interrogations tant d’un point de vue du fonctionnement structurel que de la sécurité incendie. � Fonctionnement structurel :

� 1er point : A la lecture de l’Indice A du plan en Annexe 9, une erreur discrète mais remettant en

cause toute l’utilité de la construction de cette poutre est apparue : aucun jeu n’était prévu au passage du poteau à travers la dalle N-2 (Voir « détail sur coupe poteau »).

En effet, la poutre PRS est mise en place pour reprendre le poids de la verrière à la place du génie civil au-dessus des quais de la gare CTS car il est impossible de renforcer la dalle à cet endroit. Les poteaux descendant les charges depuis les pieds d’arc jusqu’à la poutre ne doivent à aucun moment reposer sur la dalle N-2 qu’ils traversent, sinon cette dalle reprend une partie du poids de la verrière et risque la ruine. Or, en cas de déplacement vertical (augmentation de la flèche de la poutre), sans jeu, les poteaux s’appuieront obligatoirement sur la dalle.

Pour palier à cela, SOCOTEC a donné un avis favorable sur la mise en place d’un jeu de 2 cm entre la base du poteau et la dalle. Ce dispositif devra être pérenne et efficace, y compris après la réalisation du revêtement de sol.

� 2ème point : Les plots d’appuis en néoprène supportant la poutre PRS doivent être positionnés avec

beaucoup de soins dans les niches. En effet, les plaques de néoprène doivent être situées au droit des raidisseurs pour assurer la transmission des réactions d’appui à travers ces derniers et non à un autre endroit de la poutre. De plus, cet alignement entre le plot et le raidisseur qui se trouve au fond de la niche est nécessaire pour éviter la création de moments dans le contre mur qui est prévu pour travailler exclusivement à la compression.

Le positionnement de ces appuis sera donc suivi de près par SOCOTEC lors de leur mise en place.

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� Résistance au feu :

� 1er point :

Etant donné que l’entreprise a choisi de laisser un espace de l’ordre du cm entre les semelles des deux poutres jumelles, il est nécessaire de protéger l’intérieur du système formé. En première intention, pour économiser de la peinture intumescente, l’entreprise à voulu mettre en place un joint coupe feu entre les semelles inférieures et supérieures. Cependant, il s’est avéré qu’il était impossible de le fixer correctement car l’épaisseur d’acier disponible (40 mm) était insuffisante. Une couche de peinture intumescente à donc été appliquée sur l’ensemble des profilés.

� 2ème point : Les trous de manutention nécessaires pour le boulonnage sur site des éclisses d’about peuvent présenter une faiblesse dans la protection au feu de la poutre. C’est pourquoi SOCOTEC a formulé un avis favorable sur l’obturation de ces réservations après le montage à l’aide d’une plaque en matériau inflammable ou en acier peint.

� 3ème point :

L’isolement entre les deux ERP devant être assuré pour 2 heures, le passage des poteaux métalliques à travers la dalle du RDC devra lui aussi être CF 2 heures. Pour cela un joint coupe-feu 2 heures doit être installé entre les poteaux et cette dalle. III.4.b. Réalisation en atelier

Dans le cadre de la mission de contrôle technique confiée à SOCOTEC, une visite dans les ateliers de CT Est a été organisée le 20/03/2006 pour contrôler les deux poutres PRS jumelles en construction.

Pas d’observations suite au contrôle des dimensions des pièces qui ont été réalisées

Fig. 4.17 : Travée centrale et intermédiaire d’une des deux poutres PRS

Hauteur : 2,1 m

Longueur : 5,58 m

Eclisse intermédiaire

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Un contrôle visuel des cordons de soudure réalisés en trois passes a permis de vérifier

leur bonne qualité. A cette occasion, il a été demandé au maître d’œuvre une copie du rapport d’essai des tests par magnétoscopie réalisés par APAVE pour son compte.

Fig. 4.18 : Cordons de soudure sur une pièce d’about III.4.c. Mise en place En tant que bureau de contrôle, SOCOTEC n’a pas à intervenir pour vérifier les constructions provisoires ou la mise en œuvre d’éléments. Cependant, pour la vérification de certains points comme le positionnement des appuis en néoprène ou encore la qualité de la mise en peinture, un contrôle sur site est nécessaire lors de la pose de cette poutre. Les opérations de mise en place, réalisées dans la nuit du 30 avril au 1er mai, se sont déroulées de la manière suivante : - Descente du profilé 1 dans la gare CTS à l’aide d’une grue automotrice de 500 T.

- Ripage du profilé 1 vers la zone où les pièces d’about sont positionnées.

- Boulonnage de la pièce ripée aux pièces d’about.

- Descente du profilé 2 dans la gare CTS.

- Ripage du profilé 2.

- Boulonnage du profilé 2 aux pièces d’abouts.

- Positionnement en x et y des profilés 1 et 2 à l’aide d’un géomètre.

- Mise en place définitive des appuis en néoprène au droit des raidisseurs.

- Calage final en z des 2 profilés.

Les photos ci-dessous permettent de visualiser l’avancée des travaux.

Soudures

Réservation de montage

Réservations boulonnage

Raidisseur

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Positionnement provisoire des pièces d’about Descente du profilé 1 dans la gare CTS

Ripage du profilé 1 vers sa position finale Profilé 1 en place avant boulonnage

Boulonnage du profilé 2 Liaison après boulonnage

Mise en place du néoprène d’appui Les deux profilés en position définitive