CTICM VÉRIFICATION À LA FATIGUE D’UN ASSEMBLAGE DE CHARPENTE MÉTALLIQUE

1

Revue

Construction

Métallique

VÉRIFICATION À LA FATIGUE D’UN ASSEMBLAGE

DE CHARPENTE MÉTALLIQUE

par M. Lukic

Référence

FAT-CAL 1-01

1. – INTRODUCTION

Une structure peut être considérée défaillante lorsque au moins un des états limitesultimes se trouve être atteint. Parmi ces états limites figure la fatigue (ou fissuration pro-gressive), due à des charges répétées en un très grand nombre de cycles dans le temps.Passé un certain seuil de fissuration, il risque de se produire un phénomène de rupture.

D’une manière générale, la rupture se produit par propagation d’un défaut existant dansle matériau. Tous les matériaux contiennent un certain nombre de défauts qui peuventse propager sous l’action des charges répétées et qui peuvent conduire à la rupturelorsqu’ils atteignent une taille critique.

Dans le cas d’une pièce lisse, la fissure peut prendre naissance à partir de défautsmicroscopiques à l’échelle du grain, ou de défauts de bord dus à l’oxycoupage, au per-çage, etc. Dans le cas des constructions soudées, ne faisant pas l’objet d’un traitementde parachèvement, c’est à partir d’un cordon de soudure qu’une fissure peut s’amorcer,car il existe toujours des défauts dus à la soudure.

Les étapes du développement d’une fissure – selon une terminologie reconnue – sont :

– L’amorçage d’une fissure microscopique au niveau d’entailles aiguës ou de défautspréexistants, sièges de concentration de contraintes très locales.

– La propagation lente d’une fissure macroscopique, à partir du moment où sa profon-deur est comprise entre 0,1 et 0,5 mm. La mécanique de la rupture fournit des lois depropagation pour cette étape.

– La rupture, qui peut être ductile ou fragile, selon les propriétés du matériau.

1

CENTRE TECHNIQUE INDUSTRIEL

DE LA CONSTRUCTION MÉTALLIQUE

Domaine de Saint-Paul, 78470 Saint-Rémy-lès-ChevreuseTél.: 01-30-85-25-00 - Télécopieur 01-30-52-75-38

Construction Métallique, n° 2-2001

M. LUKIC – Ingénieur au CTICM

FAT-CAL 1-01


50 Rubrique TECHNIQUE ET APPLICATIONS

2

2. – CONTEXTE RÉGLEMENTAIRE VIS-À-VIS DE LA FATIGUE

La capacité d’un détail de structure à résister à la fatigue est caractérisée par sa durée devie à la fatigue. Celle-ci est définie par le nombre de cycles d’étendues de contrainteconduisant à la rupture. La notion plus concrète pour le projeteur est la durée de vie decalcul qui est la durée de référence pendant laquelle l’élément se comporte en sécuritévis-à-vis de la fatigue. De nombreux facteurs peuvent avoir une influence notable sur ladurée de vie à la fatigue des éléments. Les facteurs les plus importants pouvant êtreretenus pour les justifications des détails de structure sont :

– Les nombres de cycles, N,

– Les étendues correspondantes de contrainte nominale, ∆σ ou ∆τ, qui peuvent être :

– d’amplitude constante, ou

– d’amplitude variable,

– Leur géométrie et leur exécution.

La contrainte nominale est la contrainte dans le métal de base calculée selon la théorieélastique simple de la résistance des matériaux, à l’exclusion de tous les effets deconcentration de contrainte. L’étendue de contrainte nominale, ∆σ ou ∆τ, est la diffé-rence algébrique entre deux extrêma successifs d’un cycle de contrainte nominale. Del’autre côté, la géométrie et l’exécution des assemblages sont caractérisées par lanotion de catégorie de détails d’assemblage définie plus loin.

La résistance à la fatigue d’un détail est établie expérimentalement. Ce détail est soumisà des cycles d’étendue de contrainte, ∆σ ou ∆τ, d’amplitude constante. Le nombre decycles à la rupture, N, correspond généralement à une fissuration notable de l’éprou-vette. Différents essais permettent de tracer ∆σ ou ∆τ en fonction de N. Compte tenu dela dispersion importante des résultats de tels essais, une courbe – appelée courbe S – N,ou courbe de Wöhler – correspondant à une probabilité de non-ruine de 95 % est rete-nue.

Fig. 1 – Courbes S – N [1]


FAT-CAL 1-01

Rubrique TECHNIQUE ET APPLICATIONS 51

3

Une telle courbe – pour les contraintes normales (Fig. 1) – est caractérisée par [1] :

– La résistance à deux millions de cycles, ∆σC, conventionnellement choisie, appeléecatégorie de détail. Cette résistance est le point de référence qui caractérise lacourbe. Elle varie de 36 à 125 MPa (160 MPa pour les produits laminés), selon lesdétails.

– La résistance à cinq millions de cycles, ∆σD, mise en évidence par les essais, appeléelimite de fatigue sous amplitude constante. Si tous les cycles de variation decontraintes se situent en dessous de cette résistance, la propagation ne s’initie pas.

– La résistance à cent millions de cycles, ∆σL, conventionnellement choisie pourprendre en compte l’endommagement sous amplitude variable, appelée limite detroncature. Les étendues de contrainte qui se situent en dessous de cette valeur necréent pas de dommage.

Une courbe de résistance à la fatigue pour les contraintes normales nominales peutdonc être définie par :

∆σRm N = ∆σD

m 5 × 106, (1)

où :

∆σR est la résistance à la fatigue pour N cycles,

N est le nombre de cycles de variation de contrainte,

m est la constante de pente des courbes de résistance à la fatigue, dont la valeur est3, pour N � 5 × 106, et 5, pour N � 5 × 106 cycles,

∆σD = 3 ∆σC � 0,736 ∆σC est la résistance à la fatigue pour 5 × 106 cycles, et

∆σC est la résistance à la fatigue pour 2 × 106 cycles, c’est-à-dire la catégorie de détail.

Quant aux contraintes de cisaillement (Fig. 1), la courbe S –N est caractérisée par deuxpoints, définis comme pour les contraintes normales :

– Sa catégorie de détail, ∆τC, et

– Sa limite de troncature, ∆τL.

Les courbes S – N servent de base pour la vérification réglementaire à la fatigue. Enl’absence d’autre référence traitant ce sujet, on se réfère généralement à la version fran-çaise de l’Eurocode 3 (EC3), «Calcul des structures en acier», dénommée EC3-DAN,DAN pour Document d’Application Nationale. Elle apporte des adaptations à la version«européenne» de l’EC3. Elle est applicable au domaine du bâtiment, mais il estconseillé de s’y référer aussi pour la vérification à la fatigue des ponts.

Le chapitre de l’Eurocode 3 qui concerne la résistance à la fatigue est le chapitre 9,«Fatigue», de la Partie 1-1, «Règles générales et règles pour les bâtiments», dénom-mée P 22-311-9 [2].

2 × 106–––––––––––––� 5 × 106

FAT-CAL 1-01



4

3. – VÉRIFICATION RÉGLEMENTAIRE À LA FATIGUE

Ci-dessous nous donnons – en italique – les clauses réglementaires de P 22-311-9,assorties de quelques commentaires.

9.1.1(1) L’objet du dimensionnement d’une structure à l’état limite de fatigue est des’assurer, avec un niveau acceptable de probabilité, que son comportement reste satis-faisant pendant toute la durée de vie de calcul, de sorte qu’il soit improbable que lastructure soit ruinée par fatigue ou nécessite la réparation de désordres provoqués parfatigue.

9.3.4(2) En ce qui concerne les conséquences de la ruine, deux cas peuvent se présen-ter :

– Éléments «redondants», c’est-à-dire que la ruine locale d’un élément constitutif n’apas pour conséquence la ruine de la structure,

– Éléments «non redondants», c’est-à-dire que la ruine locale d’un élément constitutifconduit rapidement à la ruine de la structure.

9.1.1(2) Le degré requis de sécurité est obtenu par l’application des coefficients partielsde sécurité adéquats.

9.5.1(1) La sécurité de la structure est vérifiée soit :

– En termes de dommage cumulé, en comparant le dommage produit au dommageadmissible, ou

– En termes d’étendue équivalente de contrainte comparée à la résistance à la fatiguepour un nombre donné de cycles de contrainte.

La vérification à la fatigue utilise donc deux formats :

– Dans le cas des cycles d’amplitude constante, l’étendue de contrainte agissant N foisest comparée à la résistance à la fatigue du détail concerné pour N cycles :

γFf ∆σ � ∆σR /γMf, (2)

où :

∆σ représente l’étendue de contrainte qui agit N fois,

∆σR représente la résistance à la fatigue pour N cycles,

γFf est le coefficient partiel de sécurité pour le chargement de fatigue, qui prend encompte les incertitudes dans l’analyse d’une structure,

γMf est le coefficient partiel de sécurité pour la résistance à la fatigue, qui tient comptedes incertitudes sur la résistance.

– Quant aux cycles d’amplitude variable, une loi d’endommagement est le plus sou-vent appliquée pour mesurer la sévérité de la fissuration. Le modèle de Miner sup-pose que le dommage s’accumule de manière linéaire :

D = � 1,ni

––––

NiΣ

i


FAT-CAL 1-01


5

où :

ni est le nombre de cycles appliqué, correspondant à l’étendue de contrainte ∆σi, pen-dant la durée de vie requise,

Ni est le nombre de cycles déduit d’une courbe S – N, correspondant à l’étendue decontrainte ∆σi.

9.6.1(1) La résistance à la fatigue est définie pour les contraintes normales par une sériede courbes log ∆σR – log N, chacune d’elles s’appliquant à une catégorie de détailconstructif. Chaque catégorie de détail constructif est désignée par un nombre quireprésente, en N/mm2, la valeur de référence ∆σC de la résistance à la fatigue à 2 mil-lions de cycles (Fig. 2). Les valeurs utilisées sont des valeurs arrondies, correspondantaux catégories de détails constructifs du tableau 9.6.1.

Fig. 2 – Courbes S – N réglementaires [2]

9.6.1(4) Les courbes sont fondées sur les études expérimentales représentatives et, parconséquent, englobent les effets :

– des concentrations locales de contraintes dues à la géométrie du cordon de soudure,

– de la dimension et de la forme des discontinuités acceptables,

– de la direction de la contrainte,

– des contraintes résiduelles,

– des conditions métallurgiques,

– dans certains cas, des opérations de soudage et des procédés d’amélioration consé-cutifs.

C’est effectivement grâce à la présence d’importantes contraintes résiduelles de tractiondans les assemblages soudés que les courbes S – N sont applicables à la majeure partiedes cas pratiques.

FAT-CAL 1-01



6

Deux points particuliers concernant l’utilisation des courbes de résistance à la fatigueméritent d’être soulignés :

– Les catégories de détail ne sont valables que si les soudures respectent un niveau dequalité donné, qui doit être défini dans une norme.

– Les catégories de détail ne permettent pas toujours de prendre en compte un niveaude qualité supérieure et encore moins de tenir compte d’une procédure de parachè-vement améliorant la résistance à la fatigue.

9.1.2(3) Les procédures de vérification à la fatigue données dans ce chapitre ne sontapplicables qu’à la condition que tous les aciers de construction, les organes de fixationet les produits de soudage soient conformes aux dispositions du Chapitre 3 [3].

9.5.1(3) Pour les détails constructifs définis dans les tableaux de classification desdétails (tableaux 9.8.1 à 9.8.7) on utilisera l’étendue de contrainte nominale.

9.1.4(1) La vérification à la fatigue n’est pas requise pour les ossatures de bâtiments, àl’exception des cas suivants :

– Éléments supportant des dispositifs de levage ou des charges roulantes,

– Éléments sollicités par des cycles répétés de contraintes dûs à des machinesvibrantes,

– Éléments soumis à des oscillations dues au vent,

– Éléments soumis à des oscillations induites par le rassemblement de personnes.

4. – EXEMPLE NUMÉRIQUE

On s’intéresse ici à une ossature dont on étudie le détail constitutif et qui reçoit deux casde charges :

1. Les efforts permanents

2. Les efforts variables pour lesquels le maître d’ouvrage a spécifié :

– Un chargement de fatigue d’amplitude constante,

– Un nombre de cycle, N = 1 971 000 cycles, à prendre en compte,

– Une durée de vie requise.

L’histogramme des ∆σ est donc simple : tous les ∆σ sont de même valeur pour un détailquelconque et se produisent en nombre connu.

Les aciers sont de nuance S 235 (NF EN 10025). S’agissant d’une ossature sollicitée enfatigue, les exigences suivantes sont à noter :

– Soudures de la classe de qualité 2 (au moins), selon NF P 22-474.

– Boulons HR à serrage contrôlé (jugés préférables par rapport aux boulons normauxvis-à-vis de la fatigue), car :


FAT-CAL 1-01


7

– les boulons à serrage contrôlé ne posent pas de problème de fatigue en traction sile contact des pièces assemblées est assuré (sinon, il faut une justification) ;

– il n’y a pas de problème de fatigue vis-à-vis du cisaillement dès lors que l’assem-blage travaille en frottement.

– Soudures à pleine pénétration, sauf exceptions dûment justifiées par le calcul. (Sou-dures à pénétration partielle et les cordons d’angle sont pénalisés à la fatigue par lerisque de fissuration à la racine du cordon et ne conviennent donc pas pour les fortessollicitations.)

De manière générale, la prise en compte de la fatigue se traduit plus par une vérificationplutôt qu’un dimensionnement. La résistance à la fatigue est justifiée par calcul : leschangements d’épaisseur ou de conception peuvent ainsi être proposés au maîtred’ouvrage. En l’absence d’autre référence traitant le sujet, on se réfère généralement àl’EC3-DAN, chapitre qui traite la fatigue, P 22-311-9 [2].

Selon (1) et (2), le format de vérification en fatigue d’un détail constructif, soumis auxcycles d’amplitude constante, est donc :

(γMf γFf ∆σ)3N � ∆σC3 2 × 106, (3)

avec

∆σ [MPa] : Variation de contrainte provoquée par le chargement de fatigue (cas decharge variable variant entre 0 et σmax, c’est-à-dire ∆σ = σmax),

γMf γFf : Produit des coefficients partiels de sécurité pour la fatigue, soit 1,25 × 1,00 = 1,25(cas d’une structure non inspectée spécifiquement vis-à-vis de la fatigue, etavec conséquence d’une rupture affectant la sécurité des personnes ouentraînant une importante perte d’exploitation, cf. P 22-311-9),

∆σC [MPa] : Catégorie de détail constructif (résistance à 2 × 106 cycles).

On en déduit le critère de vérification en fatigue – pour un détail constructif de cetteossature – par comparaison directe de ∆σ et de ∆σC :

∆σ � 3 ∆σC = 3 ∆σC = 0,812 ∆σC. (4)

Ce critère sera utilisé dans les justifications en fatigue.

Le détail constructif à traiter – dont l’inspiration a été trouvée dans la référence [4] – estun assemblage de trois poutres en HEA 500 : une poutre porteuse et deux poutres por-tées. Ces dernières sont supposées articulées dans le calcul de l’ossature. Afin de facili-ter la pose et plus particulièrement le serrage contrôlé des boulons, l’assemblage estréalisé en utilisant des plats – dont les dimensions sont 260 × 134 × 15 (en mm) – soudéssur l’âme de la poutre porteuse et sur lequel les âmes des poutres portées sont boulon-nées (Fig. 3). Les cordons d’angle pour les plats ont une gorge de 8 mm.

Comme il n’y a pas de problème de fatigue pour les boulons à serrage contrôlé vis-à-visdu cisaillement, on s’intéresse seulement à la liaison soudée plat-âme. Cette dernièreest calculée en y appliquant la réaction de la poutre portée, F, agissant au centre de gra-vité des quatre boulons (Fig. 4) :

État limitexF yF zF

Fatigue � 0 40 kN 5 kN

1–––––––

1,25

2 × 106––––––––––––––––––––�1,971 × 106

1––––––––––

γMf γff

2 × 106–––––––––––––� N

FAT-CAL 1-01



8

Fig. 3 – Assemblage, 1re solution

Fig. 4 – Efforts, 1re solution

Cet assemblage peut être assimilé à un assemblage soudé par soudures (d’angle) trans-mettant des efforts (Tableau 9.8.5 de P 22-311-9 [2]). Deux vérifications à la fatigue sontexigées :

1. Vis-à-vis de la fissuration au pied du cordon, en déterminant l’étendue de contraintedans le plat attaché (Fig. 4), catégorie 71.

Les recommandations [5] précisent que «pour des composants classiques dont la géo-métrie est simple, la contrainte nominale peut être déterminée à partir des théories élé-mentaires de la résistance des matériaux fondées sur un comportement mécaniquelinéaire élastique».

Les moments fléchissants et les modules de flexion au pied du cordon sont :

∆Mz = 40 × 103 . (94 – 8��2) = 40 × 103 . 82,7 = 3308 × 103 Nmm,

∆My = 5 × 103 . 82,7 = 413,5 × 103 Nmm;

Wz = = 169 × 103 mm3,

Wy = = 9,75 × 103 mm3.

L’étendue de contrainte à cet endroit est donc :

∆σmax = + = 19,57 + 42,41 = 61,98 MPa � 57,65 MPa = 0,812 . 71 MPa.

Critère (4) non justifié.

413,5 × 103–––––––––––––––––––

9,75 × 103

3308 × 103–––––––––––––––––––

169 × 103

260 . 153––––––––––––––

6

15 . 2602––––––––––––––

6

15

134

94

∆Fy = 40 kN

∆Fz = 5 kN

∆Fy = 40 kN

∆Fz = 5 kN8

1540

60

40

HEA 500 HEA 500

HEA 500

HEA 500

60

60

4040

134

54

8


FAT-CAL 1-01


9

2. Vis-à-vis de la fissuration à la racine. Vu le fait que déjà la première vérification n’estpas satisfaite, la deuxième n’a plus de sens.

Ces analyses montrent que cette solution «classique» ne donne pas les résultats satis-faisants. Pour résoudre ce problème, la première idée est de «rigidifier» le plat soudé etde maintenir le caractère articulé de la poutre portée. Ceci est fait en le transformant enraidisseur vertical, soudé sur tout son contact aux semelles et à l’âme, comme présentésur la Figure 5. Les cordons d’angle ont toujours une gorge de 8 mm.

Fig. 5 – Assemblage, 2e solution

Cet assemblage ne peut pas être trouvé dans les tableaux de P 22-311-9 [2]. La référence[5] nous oblige à utiliser – pour les composants dont la géométrie est plus complexe – laméthode des éléments finis. Elle précise que : «Pour la détermination des contraintesnominales à partir de cette méthode, le maillage peut être simple et grossier». Pour calculer ces contraintes nominales, on a donc utilisé un logiciel, simple à utiliser, maisdestiné principalement à l’enseignement du calcul des structures par la méthode deséléments finis. Ce logiciel – RDM, Version 6, de l’IUT du Mans – permet :

– La modélisation et le maillage d’un domaine plan,

– L’évaluation du comportement mécanique et/ou thermique d’une pièce plane ou axi-symétrique.

Par contre, les calculs en membrane et en plaque ne peuvent pas être traités simultané-ment. Or, les deux modes de chargement du raidisseur doivent être séparés (Fig. 6) :

1. Un calcul en membrane pour le premier (∆Fy), et

2. Un calcul en plaque pour le second (∆Fz).

Fig. 6 – Efforts, 2e solution

134

94 15

∆Fy = 40 kN

∆Fz = 5 kN

∆Fy = 40 kN

∆Fz = 5 kN8

15

60

HEA 500 HEA 500

HEA 500

HEA 500

60

60

4040

134

54

8

FAT-CAL 1-01



10

Ce raidisseur est modélisé en y appliquant la charge venant de la poutre portée, diviséesur les quatre boulons et distribuée sur le contour des quatre trous. De plus, les liaisonssont modélisées comme encastrées. Il est clair qu’en réalité ces liaisons se trouventquelque part entre l’encastrement et l’articulation, mais on opte ici pour l’encastrement,car ce cas est considéré plus proche de la réalité. Il faut donc être prudent avec les résul-tats obtenus. Il est clair que si, par exemple :

– Les étendues de contrainte sont très faibles par rapport à la résistance à la fatigue, onpeut se contenter du résultat obtenu, mais si

– Ces étendues sont proches de cette résistance, il faut soit refaire le calcul avec unlogiciel plus précis, soit changer les dimensions ou la conception de l’assemblage.

Les résultats obtenus sont présentés sur les Figures 7 et 8.

Les résultats ainsi obtenus permettent de considérer chacune des sections (A-A et B-B)comme un assemblage soudé par soudures (d’angle) transmettant des efforts(cf. Tableau 9.8.5 de P 22-311-9 [2]). Donc, la procédure de vérification reste la même.

Fig. 7 – Chargement dans le plan du raidisseur, ∆Fy = 40 kN


FAT-CAL 1-01


11

Fig. 8 – Chargement perpendiculaire au plan du raidisseur, ∆Fz = 5 kN

1. Vérification vis-à-vis de la fissuration au pied du cordon :

Dans la section A-A :

∆σ1, max = 8,08 + 18,99 = 27,07 MPa � 57,65 MPa = 0,812 . 71 MPa;

Dans la section B-B :

∆σ2, max = 32,14 + 0 = 32,14 MPa � 57,65 MPa = 0,812 . 71 MPa.

Critères (4) justifiés.

2. Vérification vis-à-vis de la fissuration à la racine, en prenant les catégories 36 pour σwet 80 pour τw :

Dans la section B-B :

∆σw, max = ∆σ2, max = 32,14 = 30,13 MPa � 29,23 MPa = 0,812 . 36 MPa.

Critère (4) non justifié.

15–––––––

2 . 8

e–––––

2a

FAT-CAL 1-01



12

La vérification de ∆τw n’a plus de sens (avec les dimensions initiales).

Même avec ce plat-raidisseur, les résistances à la fatigue (cette fois, vis-à-vis de la fissu-ration à la racine) sont dépassées. Pour satisfaire ces vérifications, une solution envisa-geable peut être de remplacer les cordons d’angle ayant une gorge de 8 mm par les cor-dons qui ont une gorge de 10 mm, par exemple :

∆σw, max = ∆σ2, max = 32,14 = 24,10 MPa � 29,23 MPa = 0,812 . 36 MPa.

Critère (4) justifié.

Une autre solution peut être de remplacer les cordons d’angle par les cordons à pleinepénétration, donc de se limiter à la première vérification (cf. Tableau 9.8.5 de P 22-311-9[2]) :

∆σmax = 32,14 + 0 = 32,14 MPa � 57,65 MPa = 0,812 . 71 MPa.


Mais, il est considéré que ces résultats ne sont pas suffisamment satisfaisants, vu leslimites du logiciel utilisé et de la modélisation adoptée. Une nouvelle solution est doncétudiée : reprendre les efforts horizontaux – d’ailleurs plus pénalisants – par les couvre-joints, avec les boulons HR travaillant en cisaillement (qui ne doivent pas être vérifiés àla fatigue), et les efforts verticaux par le plat vertical. Ainsi, on arrive à la solution sui-vante (Fig. 9).

Fig. 9 – Assemblage, 3e solution

Dans la mesure où on prend comme hypothèse que les efforts ∆Fz – ainsi que lemoment fléchissant Mz, car c’est maintenant un assemblage encastré – sont pris par lescouvre-joints et que seul l’effort vertical transite par l’âme (Fig. 10), les contraintes dansle plat restent quasiment identiques à celles de la première solution, dues aux efforts∆Fy (Fig. 4). Cette hypothèse peut être facilement justifiée : un calcul simple montre que– dans ce cas – la partie de moment fléchissant Mz transitant par l’âme est inférieure à5 %.

1540

60

40

HEA 500 HEA 500

HEA 500

HEA 500

60

60

4040

134

54

8

15–––––––––

2 . 10

e–––––

2a


FAT-CAL 1-01


13Fig. 10 – Efforts, 3e solution

Donc, les étendues de contraintes dans le plat – toujours assimilé à un assemblagesoudé par soudures (d’angle) transmettant des efforts (cf. Tableau 9.8.5 de P 22-311-9[2]) – sont :

1. Vérification vis-à-vis de la fissuration au pied du cordon :

∆σmax = = 19,57 � 57,65 MPa = 0,812 . 71 MPa.


2. Vérification vis-à-vis de la fissuration à la racine, en prenant les catégories 36 pour σwet 80 pour τw :

∆σw, max = ∆σmax = 19,57 = 18,35 MPa � 29,23 MPa = 0,812 . 36 MPa,

∆τw, max = = = 9,62 MPa � 64,96 MPa = 0,812 . 80 MPa.

Critères (4) justifiés.

Toutes les conditions requises étant enfin ainsi vérifiées, c’est cette dernière solution quipeut être acceptée.

5. – CONCLUSION

Cet exemple simple montre que – dans certains cas – la fatigue peut devenir détermi-nante pour les dimensions et pour la conception des assemblages. Donc, la vérificationà la fatigue doit être prise au sérieux dans tous les cas où les efforts variables sont àenvisager.

40 × 103–––––––––––––––––

2 . 8 . 260Fy

––––––––

2a . l

15–––––––

2 . 8

e–––––

2a

3308 × 103––––––––––––––––––

169 × 103

134

94

15

∆Fy = 40 kN ∆Fy = 40 kN

∆Fz1 ∆Fz1

∆Fz2∆Fz2

8

FAT-CAL 1-01



14

6. – BIBLIOGRAPHIE

[1] Ponts métalliques et mixtes. Résistance à la fatigue. Guide de conception et de jus-tifications, SETRA, 1996.

[2] P 22-311-9, Eurocode 3 – «Calcul des structures en acier» et Document d’Applica-tion Nationale – Partie 1.1 : Règles générales et règles pour les bâtiments ;Chapitre 9 : Fatigue, AFNOR, 1992.

[3] P 22-311-3, Eurocode 3 – «Calcul des structures en acier» et Document d’Applica-tion Nationale – Partie 1.1 : Règles générales et règles pour les bâtiments ;Chapitre 3 : Matériaux, AFNOR, 1992.

[4] P. Marek et al. – Kovové konstrukce pozemních staveb, SNTL-Alfa, Prague-Brati-slava, 1985.

[5] A. Hobbacher et al. – Recommandations pour la conception en fatigue des assem-blages et des composants soudés, CTICM, 1996.

Documents

CTICM VÉRIFICATION À LA FATIGUE D’UN ASSEMBLAGE DE CHARPENTE MÉTALLIQUE