Département des Sciences Appliquées Module … · Université du Québec à Chicoutimi Le pont du fjord RAPPORT FINAL PROJET DE CONCEPTION EN INGÉNIERIE 6GIN555 Département des

Université du Québec à Chicoutimi

Le pont du fjord

RAPPORT FINAL

PROJET DE CONCEPTION EN INGÉNIERIE 6GIN555

Département des Sciences Appliquées Module d’ingénierie

Coordennateur :Mohamed Bouazara Ph.D

Conseiller : Dahi Ouras ing. Roche Ing.

Responsable : Pierre Charbonneau ing.

Réalisé par : Louis-David Chalifour

Michel Hernandez Arias

Université du Québec à Chicoutimi Page ii

Approbation du rapport d’étape pour diffusion

Nom du conseiller

Date

Signature

Université du Québec à Chicoutimi Page iii

Remerciement

Tout d’abord, on voudrait remercier MM. Dahi Ouaras, Marc Savard et Pierre Charbonneau pour leur aide et leurs conseils tout au long du projet.

Table des matières

1 Introduction 1 1.1 Problématique ............................................................................................................................ 2

1.2 Objectifs du projet ....................................................................................................................... 3

2 Travail réalisé 4 2.1 Étude préliminaire ....................................................................................................................... 4

2.2 Aspect de l’environnement de la route ...................................................................................... 5

2.2.1 Analyse sommaire du type de sol ............................................................................... 5

2.2.2 Analyse des différentes contraintes environnementales ............................................ 5

2.2.3 Analyse météorologique .............................................................................................. 7

2.3 Aspect opérationnel .................................................................................................................... 8

2.3.1 Étude de la circulation .................................................................................................. 8

2.4 Aspect physique de la route existante .................................................................................... 11

2.5 Aspect physique du projet de pont à haubans ....................................................................... 14

2.5.1 Les ponts à haubans .................................................................................................. 14

2.5.2 Construction ................................................................................................................ 15

2.5.3 Nappes latérales......................................................................................................... 15

2.5.4 Haubans...................................................................................................................... 16

2.5.5 Avantages ................................................................................................................... 18

3 Méthodologie utilisée 18 3.1 Théorie ...................................................................................................................................... 19

3.1.1 Charges et coefficients pour les ponts routiers ......................................................... 19

3.1.2 Charges routières ....................................................................................................... 20

3.1.3 Amplification des efforts : effets dynamiques............................................................ 23

Université du Québec à Chicoutimi Page iv

3.1.4 Application des charges routières ............................................................................. 25

3.1.5 Les lignes d’influence ................................................................................................. 27

3.1.6 Pondération et combinaison des charges ................................................................. 27

4 Option possibles 28 4.1 Largeur et quantité des voies .................................................................................................. 28

Proposition #1 ........................................................................................................................... 28

Proposition #2 ........................................................................................................................... 28

Proposition #3 ........................................................................................................................... 29

Proposition #4 ........................................................................................................................... 29

4.1.1 Recommandations ..................................................................................................... 29

4.2 Tablier ....................................................................................................................................... 30

Choix A1 .................................................................................................................................. 30

Choix A2 ................................................................................................................................... 30

Choix A3 ................................................................................................................................... 33

Choix A4 ................................................................................................................................... 34

4.3 Recommandations ................................................................................................................... 35

4.4 Méthode de construction .......................................................................................................... 35

4.5 Piste cyclable ............................................................................................................................ 35

4.6 Protection et entretien .............................................................................................................. 36

4.6.1 Système de déshumidification ................................................................................... 36

4.6.2 Accès d’inspection et sécurité ................................................................................... 37

4.7 Les Piliers.................................................................................................................................. 38

4.8 Recommandations ................................................................................................................... 39

4.9 Circulation maritime .................................................................................................................. 40

4.10 Analyse coûts/bénéfices .................................................................................................... 41

5 État d’avancement du projet 42

6 Recommandations 43

7 Bibliographie 45

Annexe 1 Rapport photographique 48

Annexe 2 Calculs 53

Annexe 3 Dessins 100

Annexe 4 Justificatif 103

Annexe 4 Moments de flexion 151

Université du Québec à Chicoutimi Page v

Liste des figures

Figure 1: Projet du pont à haubans (Source www.pontdufjord.org) .................................................... 1 Figure 2: Secteur à l'étude. .................................................................................................................... 2 Figure 3: Diagramme climatique de Chicoutimi (Source environnement Canada) ............................ 8 Figure 4: Débit journalier des usagés du pont Dubuc et du site d’emplacement du nouveau pont. (Source Google maps) ......................................................................................................................... 10 Figure 5: Profil en travers de la route existante (Source MTQ) ......................................................... 12 Figure 6: Rayon de la courbe rive nord (Source Google maps) ........................................................ 13 Figure 7: Façon de construire le pont à haubans. .............................................................................. 15 Figure 8: Nappes latérales. .................................................................................................................. 16 Figure 9 : Représentation des efforts dans un hauban. ..................................................................... 17 Figure 10: Schéma d’un pont à haubans. ........................................................................................... 17 Figure 11: Charges d'un train routier (Source CAN/CSA-S6-00). ..................................................... 21 Figure 12: Dimensions latérales d'un train routier (Source CAN/CSA-S6-00).................................. 21 Figure 13: Charges à calculer pour un pont (Source CAN/CSA-S6-00). .......................................... 22 Figure 14: Force de freinage (Source CAN/CSA-S6-00). .................................................................. 25 Figure 15: Caisson en béton précontraint. .......................................................................................... 30 Figure 16: Dimensions du tablier. ........................................................................................................ 31 Figure 17: Composition du tablier. ...................................................................................................... 31 Figure 18: Dimensions de la section du tablier. .................................................................................. 32 Figure 19: Direction des câbles dans un pont suspendu. .................................................................. 32 Figure 20: Dimensions du tablier. ...................................................................................................... 33 Figure 21: Composantes du tablier. .................................................................................................... 33 Figure 22: Nouveau tablier à plusieurs caissons. ............................................................................... 34 Figure 23: Dimensionnement mi-tablier. ............................................................................................. 34 Figure 24: Piste cyclable dans le pont. ............................................................................................... 36 Figure 25: Emplacement des unités de déshumidification dans les caissons du tablier. ................ 37 Figure 26: Pont avec pilier au centre (choix # 1) ................................................................................ 38 Figure 27: Pont à deux piliers (choix # 2). ........................................................................................... 39 Figure 28: Localisation des piliers. ...................................................................................................... 39 Figure 29: Carte maritime de la zone du nouveau pont. .................................................................... 40 Figure 30: Zone de construction du nouveau pont. ............................................................................ 49 Figure 31: Photos du site de construction du nouveau pont.............................................................. 49 Figure 32: Vues de la ville ainsi que de la zone industrielle (Chic. Nord) par rapport à l’emplacement du nouveau pont. ........................................................................................................ 50 Figure 33: Vue du nouveau tracé rive sud. ......................................................................................... 51 Figure 34: Vue du nouveau tracé rive nord. ....................................................................................... 51 Figure 35: Emplacement de l'échangeur dans le boulevard Tadoussac. ......................................... 52 Figure 36: Direction du nouveau tracé direction nord. ....................................................................... 52 Figure 37 :Longueurs des points d’inflexions sur la structure ............................................................ 58 Figure 38 Largeur effective de la dalle (Poutre extérieure) ................................................................ 60 Figure 39 Types de charge selon le caisson ...................................................................................... 61 Figure 40 Caisson extérieur ................................................................................................................. 62 Figure 41 Propriétés de la section avant l'effet mixte (acier seulement) ........................................... 62 Figure 42 Caisson intérieur .................................................................................................................. 64 Figure 43 Propriétés de la section avant l'effet mixte de la poutre intérieure (acier seulement)..... 64 Figure 44 Charges pondérées pour la poutre extérieure ................................................................... 70 Figure 45 Charges pondérées pour la poutre intérieure .................................................................... 71 Figure 46 Moment de la poutre en construction appui élastique ...................................................... 73 Figure 47 Effort tranchant de la poutre en construction appui élastique ........................................... 74

Université du Québec à Chicoutimi Page vi

Figure 48 Moment de la poutre extérieure appui élastique ............................................................... 74 Figure 49 Effort tranchant de la poutre extérieure appui élastique .................................................... 75 Figure 50 Moment de la poutre intérieur appui élastique ................................................................... 75 Figure 51 Effort tranchant de la poutre intérieure appui élastique ..................................................... 76 Figure 52 Effort tranchant pour charge de vent .................................................................................. 99 Figure 53: Dessin du tablier à quatre caissons. ............................................................................... 101 Figure 54: Fiche technique des glissières en béton (source, manuel de conception MTQ). ......... 102 Figure 1 Charges durant la construction ........................................................................................... 154 Figure 2 Charges sur la demi-poutre ................................................................................................ 154

Liste des tableaux

Tableau 1: Objectifs du projet. ............................................................................................................... 3 Tableau 2: Débits moyens dans les artères de sorties du pont secteur sud. ..................................... 9 Tableau 3: Débits moyens dans les artères d’entrées sur le pont dans secteur nord. ...................... 9 Tableau 4: Rayon minimum du profil en plan (Source MTQ) ............................................................ 13 Tableau 5: Pentes maximales (Source MTQ) .................................................................................... 14 Tableau 6: Charges pour les ponts (Source CAN/CSA-S6-00). ....................................................... 20 Tableau 7: Coefficients de majoration dynamique (Source CAN/CSA-S6-00). ............................... 24 Tableau 8 : Nombre maximal de voies (Source CAN/CSA-S6-00). .................................................. 26 Tableau 9 : Facteurs de modification des charges (Source CAN/CSA-S6-00). ............................... 26 Tableau 10: Coefficients de pondération des charges (Source CAN/CSA-S6-00). ......................... 27 Tableau 11: Calcul des coûts. ............................................................................................................. 41 Tableau 12: Tableau comparatif. ......................................................................................................... 42 Tableau 13 Charges pondères permanentes sur la poutre en construction .................................... 67 Tableau 14 Charges pondères permanentes sur la poutre extérieure ............................................. 69 Tableau 15 Charges pondérés permanentes sur la poutre intérieure .............................................. 70 Tableau 16 Poutre extérieure (effet mixte) ......................................................................................... 71 Tableau 17 Poutre intérieure (effet mixte) .......................................................................................... 72 Tableau 18 Poutre extérieure en construction (effet seul) ................................................................. 72 Tableau 19 Charges en tenant compte de l’élasticité des haubans .................................................. 73 Tableau 20 Efforts maximaux en tenant compte de l'élasticité des haubans ................................... 76 Tableau 21 Efforts maximaux pour le dimensionnement .................................................................. 76 Tableau 22 Facteurs de modification de la surcharge des voies multiples ...................................... 86 Tableau 23 Formules pour F et Cf ....................................................................................................... 86

Université du Québec à Chicoutimi Page 1

1 Introduction

Le présent document est le rapport final du projet de pont à haubans reliant les rives

de l’arrondissement de Chicoutimi dans le cadre du cours 6GIN555 «Projet de

Conception en Ingénierie» à l’Université du Québec à Chicoutimi. Ce projet découle

des problèmes de circulation sur le pont Dubuc que subissent les automobilistes qui

sont contraints de traverser aux heures de pointe. Pour remédier à ce problème de

circulation, M. Pierre Charbonneau, ingénieur au département d’ingénierie de

l’UQAC, a soumis l’idée d’un nouveau pont qui ferait environ 1.3 kilomètres situé

dans le secteur de Rivière-du-Moulin. Un mandat nous a été donné pour concevoir

une partie de ce projet.

Figure 1: Projet du pont à haubans (Source www.pontdufjord.org)


1.1 Problématique

La problématique, qui a été validée avec l’étude de faisabilité, est un manque de

fluidité de la circulation aux heures de pointe sur le pont qui relie les deux rives de

Chicoutimi. Avec l’augmentation à chaque année du nombre d’automobilistes

domiciliant sur la Rive-Nord qui doivent traverser aux heures de pointe, les

répercussions négatives sur la population tendent donc à s’aggraver avec le temps.

Figure 2: Secteur à l'étude.


1.2 Objectifs du projet

Il n’y a eu aucune modification dans les objectifs du départ. Ils été réalisés à

l’intérieur du temps alloué au projet. (Voir tableau 1)

(Voir tableau 1) Tableau 1: Objectifs du projet.

Mandat

Objectifs du projet OUI NON Besoin d’études supplémentaires

Établir s’il y a une problématique de fluidité de la

circulation sur le pont X

Identifier les besoins actuels et prévisibles des usagers X X

Contraintes environnementales X X

Identifier les contraintes techniques, socioéconomiques,

topographiques et urbaines X X

Établir les options qui répondront aux besoins actuels et

prévisibles des usagers X X

Effectuer une analyse avantages-coûts d'un pont à

haubans X

Effectuer une analyse avantages-coûts des interventions

retenues, dont la conception d’un nouveau pont, la

construction de nouveaux tronçons qui relieront le pont

aux principales artères et l’impact de ces interventions

dans l’environnement

X X

Faire la conception d'un tablier pour le pont à haubans X

Faire la conception des piliers, tracés et câbles X

Présenter un rapport complet de la conception du tablier X


Figure 3: Emplacement du nouveau pont et principales artères (Source Google maps)

2 Travail réalisé

2.1 Étude préliminaire

L’étude préliminaire a été amorcée par des rencontres avec les différents

intervenants du projet. Le plan a par la suite été fait selon les différents points que les

membres de l’équipe proposaient. À la première rencontre, il y a eu plusieurs

arguments selon lesquels une étude de faisabilité doit être réalisée par mesure de

réalisme et de professionnalisme. Des débats ont eu lieu sur la solution envisagée

du pont à haubans ainsi que sur son emplacement. Très vite, il a été convenu que

cette étude de faisabilité était une trop grosse charge de travail si on lui additionnait


le calcul de conception du nouveau pont. Une étude de faisabilité pour un

nouveau pont peu prendre, sans compter l’étude d’impact environnemental, d’un

à deux ans par une équipe experte dans le domaine. Étant donné que les outils

de recherches sont limités et que le temps est insuffisant pour répondre à toutes

les questions sur la viabilité du projet, le rapport final ne présentera pas une

étude de faisabilité élaborée. Il a été convenu à la rencontre de démarrage que

cette étude devra être brève et ne doit faire qu’un survol des différentes

contraintes et problématiques du projet, tout en étant faite avec un certain

professionnalisme.

2.2 Aspect de l’environnement de la route

2.2.1 Analyse sommaire du type de sol

Pour l’analyse du sol, il y a eu entretient avec M. Pierre Cousineau, ingénieur

géologue au département des sciences de la terre de l’UQAC. L’entretient portait

sur le type de sol présent dans les environs de la route existante et de celle

projetée. Il y a du roc aux abords du Saguenay tandis que les plateaux sont

composés en plus grande partie de sols cohérents (argileux) pouvant avoir des

faces de roc à certains endroits. Une information très importante recueillie lors de

cette rencontre est la composition du fond de la rivière Saguenay. Des dépôts

sédimentaires peuvent atteindre des épaisseurs allant jusqu’à 10 mètres. Cette

dernière donnée nous donne des indications pouvant être utiles dans le choix de

l’emplacement des futurs piliers du pont. Est-ce qu’il est plus avantageux de

creuser des fondations de 10 mètres dans un fond marin ou d’augmenter la

longueur de portée du pond pour avoir des piliers dans des eaux peu profondes

sur du roc?

2.2.2 Analyse des différentes contraintes environnementales


Même s’il n’est pas dans ce mandat d’évaluer l’impact environnemental du

projet, il est bon de souligner qu’en vertu de l’article 22 de la loi sur

l’environnement, la personne responsable du projet doit demander une

autorisation au ministère de l’Environnement pour l’exécution des travaux qui

touchent ou modifient les habitats naturels, cours d’eau et/ou étendus d’eau. Les

responsables de l’environnement du projet doivent préparer tous les documents

requis, incluant les évaluations environnementales, si nécessaires, pour

l’obtention d’une autorisation.

La durée d’une étude environnementale pour l’obtention d’un certificat et d’un

décret gouvernemental (C.A.R) est, en général, entre un et deux ans, selon

l’ampleur des travaux. Les travaux routiers assujettis d’une étude d’impact pour

l’obtention d’un C.A.R. sont :

● La construction, la reconstruction, l’élargissement ou le redressement d’une

route à moins de 60 mètres d’un cours d’eau sur plus de 300 mètres;

● La construction et la reconstruction de ponts;

● L’entretien et la réfection des ponts pouvant interférer sur le milieu hydrique;

● La construction et la reconstruction de routes dans la bande riveraine d’un

cours d’eau ou d’un lac, bande riveraine dont les limites sont de 10 ou 15 mètres

selon la pente;

● La construction et la reconstruction de routes dans un milieu hydrique (marais,

marécage, etc.);

● La construction et la reconstruction de routes situées en dehors d’un périmètre

d’urbanisation, dont la chaussée prévue aurait 4 voies de circulation ou plus, où

l’emprise aurait une largeur moyenne d’au moins 35 mètres ou le projet serait

réalisé sur une distance d’au moins un kilomètre.

La construction d’un pont est donc contrainte de se soumettre à une longue et

coûteuse étude d’impact environnemental. De plus, les projets routiers doivent


se soumettre à la règle de remplacement des zones naturelles détruites par les

travaux. Des coûts reliés à ce remplacement doit être prévu au budget.

2.2.3 Analyse météorologique

Parmi tous les facteurs ayant une certaine influence sur la vie utile d’un ouvrage

d’art, le climat est probablement le plus déterminant. Le premier des principaux

facteurs physiques est le vent. Pendant l’été, ils viennent surtout du sud et du

sud-ouest et, pendant l’hiver, viennent davantage du nord-ouest. Ce sont les

vents qui amènent les masses d’air chaudes ou froides (facteur de

refroidissement éolien). En second lieu, on dénote les précipitations. Il existe

habituellement deux périodes de précipitation. La première période est une

précipitation de pluie qui survient de juin à novembre et la deuxième est une de

neige qui survient de novembre à mai. Dans l’ensemble, la région reçoit autour

de 950 millimètres de précipitation annuelle (pluie et neige). Le troisième facteur

est l’écart thermique annuel qui est considérable avec près de 90 degrés :

minimum de -45 degrés et maximum de 42 degrés. Ces facteurs étudiés seront à

considérer dans la conception du nouveau pont.


Figure 3: Diagramme climatique de Chicoutimi (Source environnement Canada)

.2.3 Aspect opérationnel

2.3.1 Étude de la circulation

Pendant plus de deux semaines, une étude de la circulation a été réalisée sur les

deux rives du pont. Cette étude a traité des points spécifiques (voir figure 7) et a

permis de déterminer les débits moyens journaliers (DMJ) ainsi que les endroits

problématiques lors des heures de pointe. Toutes les données des tableaux

suivants (tableaux 2 et 3) sont en temps réel et pris entre 7 h et 8 h 30 AM.

Après l’analyse des données, nous arrivons à la conclusion que 55 % des

usagers proviennent directement du boulevard Sainte-Geneviève et que le temps

d’attente dans les bretelles d’accès au pont varie entre 5 et 20 minutes.

Une analyse de la zone proposée par le client pour la construction du nouveau

pont donne un débit journalier moyen projeté très faible par rapport à la

circulation du pont existant. Sur la rive nord, seulement 6% d’utilisateurs du pont


Dubuc proviennent du secteur St-Fulgence, tandis que seulement 1%

proviennent du secteur Rang St-Martin (rive sud). L’étude démontre que

seulement 7 % des usagers totaux du pont Dubuc auraient avantage à utiliser le

nouveau pont situé à l’endroit souhaité par le client.

Rive Sud

Endroit Moy. Auto/5min Moy.

Camions/5min Moy.

Autobus/5min %

Bretelle Sortie Jonquière 35 1 - 7%

Bretelle Sortie Centre-ville 38 - 1 8%

Sortie rue Jacques Cartier 37 - - 8%

Rue Price 31 - - 7%

Boul. Université et St. Paul 341 13 1 70%

Rang St-Martin 9 0,62 - 1%

Tableau 2: Débits moyens dans les artères de sorties du pont secteur sud.

Rive Nord

Endroit Moy. Auto/5min Moy.

Camions/5min Moy.

Autobus/5min %

Bretelle entrée Tadoussac 112 5 - 23%

Entrée rue De la Liberté 72 3 1 16%

Boulvard St- Geneviève 363 4 3 55%

Boul. Tadoussac 27 2 - 6%

Tableau 3: Débits moyens dans les artères d’entrées sur le pont dans secteur nord.


Figure 4: Débit journalier des usagés du pont Dubuc et du site d’emplacement du nouveau pont. (Source Google maps)


2.4 Aspect physique de la route existante

Selon les normes du ministère des Transports, les profils en travers du tronçon

de route étudiés sont adéquats selon le type de route et son usage. Les mesures

prisent sur le terrain indiquent que les largeurs des voies sont de 3.7 mètres et

que les accotements varient entre 3 et 4 mètres selon leur emplacement. Le

rayon de courbure en plan de la pente de la rive nord du pont Dubuc qui, selon

les normes doit avoir un rayon minimum de 190 mètres pour une vitesse limite

de 70 km/h, est également adéquat selon le ministère.

Cependant, si on analyse globalement la sécurité de ce tronçon, la courbe en

plan nord est intégrée au profil en long. La norme spécifie pour ce cas que le

début de la courbe horizontale devrait se situer avant le début de la courbe

verticale saillante si les deux coïncident. De plus, la courbe en plan dans une

pente descendante sollicite une part du frottement disponible. Pour contrecarrer

ce problème, il faut augmenter le rayon minimal de courbure en plan. On doit

pour ce faire rehausser de 10% pour chaque pourcentage de pente descendante

dépassant 3%.

Rmin* = (Rmin (p-3)/10) + Rmin

P= pente en pourcentage

Rmin = rayon minimal selon la vitesse de base de la route

Pour la pente descendante du profil existant (-8%), le rayon minimum de

courbure devrait être :

Rmin* = (190 (8 – 3)/10) + 190 = 285 mètres

Avec un rayon de courbure de 260 mètres et sa pente de 8%, on peut conclure

que le tracé existant ne respecte pas les normes en vigueur du ministère des

Transports du Québec.


Figure 5: Profil en travers de la route existante (Source MTQ)


Tableau 4: Rayon minimum du profil en plan (Source MTQ)

Figure 6: Rayon de la courbe rive nord (Source Google maps)


Tableau 5: Pentes maximales (Source MTQ)

2.5 Aspect physique du projet de pont à haubans

2.5.1 Les ponts à haubans

Les ponts à haubans sont des ouvrages d’art semblables aux ponts suspendus.

La différence provient de la distribution de l’effort attribuable à la géométrie des

câbles soutenants le tablier. Les ponts à haubans sont constitués de nombreux

câbles obliques attachés aux piliers qui supportent la totalité du poids du pont.

Les câbles, appelés haubans, sont fixés aux piliers du pont et au tablier à leurs

autres extrémités. Ils sont destinés à soutenir le tablier du pont et à répartir les

forces.

Les ponts à haubans constituent un avantage dans les sols meubles, mais sont

limités en portée. Les piliers où sont rattachés les haubans doivent être élevés et, par

conséquent, plus fragiles et plus vulnérables aux vents et aux vibrations engendrées

par la circulation. La conception du pont doit avoir des portées maximales de 900

mètres.


2.5.2 Construction

Pour construire un pont à haubans, on construit d'abord les piliers pour ensuite

accrocher et équilibrer au bout de son hauban.

Figure 7: Façon de construire le pont à haubans.

2.5.3 Nappes latérales

Les ponts à haubans peuvent être différenciés selon la position de la nappe : axiale

ou latérale ; ou bien selon la forme de la nappe : en éventail ou en forme de harpe.

Les nappes latérales sont les plus utilisées, même pour les petites portées. Par

contre, pour les ouvrages de plus de 500 m, elles sont obligatoires en raison de la

nécessité de stabiliser le tablier au vent.


Figure 8: Nappes latérales.

2.5.4 Haubans

Cependant, il y a un inconvénient majeur dans la conception d’un pont à haubans.

Les efforts dans chaque câble du hauban sont critiques quand ceux-ci sont inclinés

excessivement. En effet, on peut voir dans la figure 10 que l’effort dans le câble

(Force F) va dépendre de son inclinaison.


Figure 9 : Représentation des efforts dans un hauban.

Cet effet implique une augmentation du diamètre de chaque hauban ainsi que

l’augmentation des coûts de construction. Les techniques de conception employées

dans le passé pour réduire les forces dans les haubans sont de limiter l'inclinaison

des haubans en construisant des piliers de grande hauteur. De cette façon, l’angle

d’inclinaison reste faible et on peut conserver des haubans fins.

Figure 10: Schéma d’un pont à haubans.


2.5.5 Avantages

C'est donc moins cher à construire que les ponts suspendus. Voilà pourquoi la

très grande majorité des ponts suspendus actuellement sont des ponts à

haubans. Ses principaux avantages sont :

La répartition des forces au niveau des piliers, ce qui rend inutile la

réalisation des points d’ancrage aux berges;

Étant donné que sa structure est stable, il peut être construit sur à peu

près tous les types de sol;

La maintenance est plus facile que certains types de pont. Lors de bris

d’haubans, il n’est pas nécessaire d’arrêter la circulation pour faire les

réparations;

Moins coûteux que les ponts suspendus en économisant sur le diamètre

des énormes câbles qui supportent l’ensemble du poids de l’ouvrage.

3 Méthodologie utilisée

Le développement d’une méthode de travail a été difficile au départ. Après quelques

rencontres avec les intervenants du projet, le travail à faire a été précisé et le plan de

travail a pu être réalisé. La méthodologie utilisée depuis le début du projet a été de

suivre le plus fidèlement possible le plan de travail.

La méthode de travail utilisé pour l’étude préliminaire provient des expériences de

travail faites dans le domaine des routes. Les stages effectués au ministère des

Transport et BPR ont permis d’utiliser les mêmes approches qu’un projet

authentique. En effet, le ministère des Transports et autres entreprises de génie

conseil ont une démarche structurée qui définit bien, avant de commencer un projet,

sa faisabilité et ses contraintes.


La méthodologie utilisée dans la partie conception du tablier est axée sur une

recherche bibliographique sur la conception des ponts et l’étude de calculs des

charges dans le code canadien sur le calcul des ponts routiers. Différents scénarios

de design de pont ont été étudiés pour finalement choisir le meilleur. De plus, comme

le design des ponts routiers était nouveau pour nous, l’apprentissage des méthodes

pour le calcul des charges a été nécessaire.

3.1 Théorie

3.1.1 Charges et coefficients pour les ponts routiers

Les calculs des charges et coefficients pour les ponts routiers sont régis au Canada

par le code CAN/CSA-S6-00 appelé Code canadien sur le calcul des ponts routiers

(CCCPR). À l’aide de ce code, on pourra définir la combinaison de nos charges, la

méthode d’analyse et les calculs des résistances associées à chacun des matériaux

utilisés dans la construction du pont à haubans.

Contrairement aux bâtiments, il y a de nombreuses charges à prendre en

considération dans la conception d’un pont. Ces charges sont divisées en deux

types : les charges directes et les charges indirectes. Les charges les plus usuelles

appliquées au tablier du pont sont le poids propre, les charges routières, la

précontrainte ainsi que le vent sur les véhicules et le tablier. La structure du pont sera

également soumise à des efforts indirects. On retrouve dans cette catégorie les

efforts qui sont dus aux raccourcissements et aux gradients thermiques, au fluage et

au retrait du béton ainsi qu’aux affaissements des appuis. De plus, comme pour les

bâtiments, il faut considérer les efforts maximaux causés par les séismes.


#

Charges permanentes

D = charges mortes E = charges causées par la poussée des sols et aux pressions hydrostatiques P = effets secondaires de la précontrainte

Charges transitoires

L = surcharge routière incluant l'amplitude dynamique K = déformations, déplacements et leurs effets (gradient thermique et béton) W = surcharge de vent sur la structure V = surcharge de vent sur le trafic routier S = charge induite par les tassements différentiels de la fondation

Charges exceptionnelles

EQ = surcharge causée par le séisme F = charge imputable à la poussée de l'eau, des glaces et des débris flottants A = charge causée par l'accumulation de glace H = charge de collision causée par un véhicule ou un navire

Tableau 6: Charges pour les ponts (Source CAN/CSA-S6-00).

3.1.2 Charges routières

Dans l’analyse d’un pont routier, les normes définissent des camions standardisés

dont les effets correspondent à ceux qui sont occasionnés par les configurations les

plus critiques des camions règlementaires. Pour faciliter les calculs, le Code

canadien a introduit le chargement CL-W, dont la disposition des cinq essieux

s’apparente à celle d’un train routier.


Figure 11: Charges d'un train routier (Source CAN/CSA-S6-00).

Figure 12: Dimensions latérales d'un train routier (Source CAN/CSA-S6-00).


Les essieux 1, 2 et 3 représentent des essieux réels de camions alors que les

essieux 4 et 5 simulent l’effet global d’essieux multiples utilisés sur les remorques

des camions.

Au Canada, la charge routière de référence pour la construction de ponts neufs est le

camion CL-625, dont le poids total est de 625 KN. Les effets produits par ce camion

englobent l’ensemble des effets induits par les charges réglementaires pour

lesquelles une autorisation de circuler sans restriction sur le réseau routier a été

accordée. Il est cependant permis d’utiliser des camions spéciaux pour des

applications particulières, comme pour les routes d’exploitation forestière. Dans le

cas présent, comme l’utilisation projetée du pont en est une de circulation automobile

principalement, le pont à haubans sera calculé selon le camion CL-625.

Le pont à haubans du projet a une portée de 1.3 kilomètres. Le type de ponts projeté

est de type moyen et de longue portée. Le fait de ne considérer qu’un seul camion

dans l’équation pour ce type de pont dans une seule voie ne reflète pas la réalité

alors que des files de camions doivent être envisagées. Pour traiter ce cas, le code

de ponts (CAN/CSA-S6-00) opte plutôt pour l’utilisation d’une surcharge de voie qui

consiste en une charge uniforme équivalente à laquelle se superposent des charges

concentrées.

Figure 13: Charges à calculer pour un pont (Source CAN/CSA-S6-00).


La configuration adoptée dans le code des ponts est illustrée dans la figure 14. Elle

comprend une charge uniforme de 9 KN/m et des charges concentrées égales à

80% de celles du camion CL-W.

Pour le calcul des charges sur les éléments locaux, les exigences suivantes du code

s’appliquent :

→ Pour les éléments incorporés dans le tablier, autres que les joints de tablier

modulaire, comme les couvercles de regard et les grilles de drainage, la charge

d’essieu à considérer doit être celle de l’essieu no.2 du camion CL-W;

→ Pour les joints de tablier modulaires, la charge d’essieu à considérer doit être

celle de l’essieu no.4 du camion CL-W;

→ Pour les platelages et autres éléments, dont la conception est déterminée par les

charges d’essieu, on doit choisir l’essieu tandem comprenant les essieux no. 2 et

3 ou l’essieu no.4 du camion CL-W, selon celui qui produit la sollicitation

maximale;

→ Dans la voie de calcul adjacente à un chasse-roue ou à un dispositif de retenue,

la distance minimale entre le centre des roues et le chasse-roue ou le dispositif

de retenue doit être de 0.30 m.

3.1.3 Amplification des efforts : effets dynamiques

L’interaction entre les camions et les ponts induit des efforts dynamiques additionnels

qui s’ajoutent aux efforts statiques. Ces efforts sont pris en compte par le code de

ponts en majorant les efforts statiques par le facteur (1+DLA), où DLA est le

coefficient de majoration dynamique. Le coefficient DLA n’est pas identique pour

toutes les parties structurales. Il est en fait plus grand pour des éléments isolés

comme un joint de tablier, par exemple. Il faut noter que la majoration dynamique


considérée ne s’applique pas uniquement au camion CL-W, ce facteur étant déjà

inclus dans la surcharge de voie, tant pour la charge uniforme que pour les charges

concentrées.

Par défaut, le facteur DLA est égal à 0.3 si les efforts internes ont été calculés avec

le chargement du camion standard (CL-W). Le coefficient de majoration dynamique

est alors égal à 1+0.30 = 1.30 et les efforts internes sont multipliés par ce coefficient.

Application DLA

Joints de tablier 0,5

Un seul essieu 0,4

Deux essieux consécutifs 0,3

Essieux No 1, 2 et 3 0,3

Deux essieux non consécutifs 0,25

Trois essieux (sauf la combinaison 1, 2 et 3) 0,25

Quatre essieux ou plus 0,25 Tableau 7: Coefficients de majoration dynamique (Source CAN/CSA-S6-00).

En plus des coefficients de majoration dynamique des charges appliquées sur les

éléments de la structure, il faut considérer la force de freinage. La force de freinage

doit être une force statique équivalente à 180 KN plus 10% de la portion de

surcharge de voie uniformément répartie d’une voie de calcul, indépendamment du

nombre de voies de calcul. Cette force ne doit pas être supérieure à 700 KN. La

force de freinage doit être appliquée au niveau de la surface du tablier.


Figure 14: Force de freinage (Source CAN/CSA-S6-00).

3.1.4 Application des charges routières

La nature des charges routières nécessite la réalisation d’analyses où les charges

routières sont déplacées le long de la structure afin de déterminer, en chaque point,

les efforts minimaux et maximaux. À cette fin, les essieux, ou les portions de la

charge uniforme de la surcharge de voie qui réduisent un effort ou un effet donné,

doivent être omis dans les calculs. De plus, l’utilisation de coefficients de majoration

dynamique, qui varient avec le nombre d’essieux, augmente davantage le nombre

de cas de chargement à vérifier.

Le nombre de voies maximal (n) que peut recevoir un pont diffère parfois du nombre

de voies de circulation prévues. Pour la conception du pont à haubans, le code

indique le nombre de voies de calcul devant être considéré en fonction de la largeur

de la voie carrossable.


Tableau 8 : Nombre maximal de voies (Source CAN/CSA-S6-00).

De plus, lorsque plus d’une voie est chargée, la surcharge routière doit être multipliée

par le facteur de modification des charges indiquées au tableau 9. Les voies de

calcul chargées doivent être choisies de façon à maximiser la sollicitation.

Tableau 9 : Facteurs de modification des charges (Source CAN/CSA-S6-00).


3.1.5 Les lignes d’influence

Le pont sera soumis à des surcharges d’exploitation mobiles, dont il faut tenir compte

dans le calcul des efforts internes et des réactions. Pour une membrure qui supporte

une charge qui se déplace, il est intéressant de connaître la variation du moment

fléchissant, de l’effort tranchant ou de l’effort normal à cette section en fonction de la

position de la charge. Dans l’analyse des ponts, il est obligatoire de tenir compte de

ces effets.

3.1.6 Pondération et combinaison des charges

Bien que la définition des charges d’utilisation, les facteurs de pondération et les

combinaisons des charges soient différents, les règles fondamentales des calculs

s’appliquant aux bâtiments s’apparentent aux ponts. Les coefficients de pondération

des charges qui sont définis dans le code S6 sont présentés dans le tableau 10.

Tableau 10: Coefficients de pondération des charges (Source CAN/CSA-S6-00).


4 Option possibles

4.1 Largeur et quantité des voies Pour la largeur du tablier, nous avons envisagé plusieurs solutions basées sur la

demande des usagers (nombre de voies) et sur l’exploitation du futur pont. Nous

avons proposé au client les possibilités suivantes :

Proposition #1

Pont à quatre voies de quatre mètres non divisées avec deux voies de secours de

3,5 mètres à chaque extrémité du pont. Les voies du centre sont à double sens en

réponse à l’affluence (débit de circulation) avec un système de contrôle du trafic

(feux de circulation). Les voies de secours pouvant servir comme piste cyclable et

passage piétonnier l’été et comme sentier de motoneige l’hiver pour permettre une

meilleure accessibilité au Mont-Valin de la ville. Si le débit augmente

considérablement, les deux voies de secours peuvent être adaptées pour reprendre

le trafic régulier. La largeur totale du pont est de 25 mètres (voir annexe4).

Proposition #2

Pont à cinq voies non divisées, deux voies lentes de 4 mètres principalement pour

les poids lourds, deux voies rapides de 3.7 mètres et la voie du centre de 3.7 mètres

à double sens en réponse à l’affluence (débit de circulation) avec un système de

contrôle du trafic (feux de circulation). Une piste cyclable et un passage piétonnier de

3 mètres de largeur, situés à chaque extrémité pouvant servir de voies de secours en

cas d’accident ou autre. La largeur totale du pont est de 26.1 mètres (voir annexe4).


Proposition #3

Pont à cinq voies non divisées de 4 mètres chacune, deux voies lentes

principalement pour les poids lourds, deux voies rapides et la voie du centre à double

sens en réponse à l’affluence (débit de circulation) avec un système de contrôle du

trafic (feux de circulation). Une piste cyclable et un passage piétonnier de 2,2 mètres

de largeur, situés à chaque extrémité pouvant servir comme sentier de motoneige

l’hiver. La largeur totale du pont est de 25 mètres (voir annexe4).

Proposition #4

Pont à quatre voies de 3.7 mètres non divisées avec accotements de 2,0 mètres et

une piste cyclable de 2,0 mètres située à chaque extrémité du pont. Les pistes

cyclables pouvant servir aussi comme passage piétonnier l’été et comme sentier de

motoneige l’hiver pour permettre une meilleure accessibilité au Mont-Valin de la ville.

La largeur totale du pont est de 27.15 mètres (voir annexe4).

4.1.1 Recommandations

Après une analyse détaillée de tous les besoins nécessaires sur la quantité de voies

et l’utilisation future du pont, nous suggérons la proposition #4, un pont d’une largeur

totale de 27.15 mètres, divisé en quatre voies de 3,7 mètres chacune. Une piste

cyclable et un passage piétonnier situés à chaque extrémité de 2 mètres de

longueur. Pour plus de détails, voir l’analyse des coûts/bénéfices au tableau 11.


4.2 Tablier

Pour le choix du tablier, nous avons analysé plusieurs prototypes avec différents

matériaux. Entre les choix proposés, vous pouvez trouver :

Choix A1

Caisson en béton précontraint pour un pont à haubans (Figure 16) très léger et

économique à construire. Étant donné le manque de connaissances dans le

domaine du béton précontraint, nous rejetons cette possibilité pour le moment. Par

contre, il faut préciser que ce choix peut être envisagé dans un futur rapproché pour

la réalisation des calculs (autre équipe de conception). D'ailleurs, il existe une

compagnie régionale BPDL (Béton préfabriqué du Lac) spécialisée dans la

conception et construction des panneaux préfabriqués et précontraints. Donc, cette

possibilité peut apporter des retombées économiques importantes pour la région.

Figure 15: Caisson en béton précontraint.

Choix A2

Caisson en acier avec une dalle de béton pour un pont suspendu (Figures 17 et 18).

Il comporte trois poutres transversales à inertie variable qui donnent la forme de

caisson, celles-ci étant séparées de 6 mètres l’une de l’autre et limitées à un

minimum de trois par section de tablier (Figure 19). Les poutres longitudinales de 6

mètres de portée, situées à 2,4 mètres et espacées de 1,2 mètres dans les


extrémités du tablier. Pour ce type de caisson, les haubans vont venir s’attacher au

tablier à chaque 6 mètres de façon perpendiculaire (Figure 20). Si cette solution est

retenue, on doit changer la façon d’attacher le tablier. Il existe dans la région

plusieurs compagnies spécialisées dans le domaine de la charpente d’acier et du

béton. Évidemment, ce choix peut aussi apporter des retombées économiques

importantes dans la région.

Figure 16: Dimensions du tablier.

Figure 17: Composition du tablier.


Figure 18: Dimensions de la section du tablier.

Figure 19: Direction des câbles dans un pont suspendu.


Choix A3

Tablier à structure mixte acier-béton armé pour un pont à haubans. Il comprend deux

poutres longitudinales de 2 mètres de haut de chaque côté (Figure 21) et des

poutres transversales espacées tous les 4 mètres et ayant une portée de 25 mètres

(Figure 22). La dalle supérieure est formée des panneaux préfabriqués en béton

armé. Cette structure sera recouverte d’un caisson en acier en forme de V pour lui

donner une forme plus aérodynamique et une protection contre les durs hivers.

Comme dans les choix précédents, des retombées économiques importantes sont à

considérer si cette solution est retenue.

Figure 20: Dimensions du tablier.

Figure 21: Composantes du tablier.


Choix A4

Système composé de quatre caissons de 3.1 mètres de largeur. Il y a 3.7 mètres

d’espacement entre eux et 1.825 mètres jusqu’à la rive. Le tablier, pour sa part, a

une largeur de 27.15 mètres. Il est conçu pour accommoder quatre voies pour la

circulation routière, deux dans chacune des directions. Les voies seront d’une

largeur de 3.70 mètres et on prévoit en plus deux pistes cyclables de 2 mètres. Les

glissières des rives en béton armé sont de type M-BC/600 et BC/375 conformément

aux normes du MTQ. Les câbles porteurs sont localisés à 0.5 mètres de l’extérieur

des glissières de rive (BC/375), prévoyant ainsi un espacement de 25.95 mètres

entre eux (voir figures 23 et 24).

Figure 22: Nouveau tablier à plusieurs caissons.

Figure 23: Dimensionnement mi-tablier.


4.3 Recommandations

Nous recommandons une structure mixte acier-béton armé, formée d’une dalle de

béton de 225 millimètres d’épaisseur et quatre caissons d’acier en forme de V. La

dalle supérieure serait en béton armé coulé sur place. Des contreventements

latéraux seront installés entre les caissons pour minimiser les effets du vent.

4.4 Méthode de construction Les caissons du tablier seront fabriqués en usine et la dalle sera réajustée par après

en chantier. L’utilisation des barges peut être envisagée pour le transport des

caissons. Une fois le tablier complété, il sera raccordé aux câbles suspendus.

Le montage devra s’effectuer à partir des deux extrémités du pont en même temps

afin que les efforts soient symétriques. La progression sera faite de cette manière

jusqu’au centre du pont où les deux parties se rejoindront. Une couche de peinture blanche sera appliquée sur la surface intérieure des

caissons. La peinture appliquée sur l’acier facilite la détection de toutes anomalies,

telles que fissures ou autres dommages. La couleur blanche assure une meilleure

clarté durant les travaux d’inspection à l’intérieur des caissons.

4.5 Piste cyclable Les pistes cyclables sont parfois intégrées aux ponts en tenant compte du rapport

coût/bénéfice. Le pont sera situé dans un milieu urbain, le nombre d’usagers sera

potentiellement élevé, il pourra être utilisé pour les VTT pendant l’été et les

motoneiges l’hiver. En plus, on prévoit aussi s’en servir lors des entretiens sans être

obligé de fermer des voies de circulation. Toutes ces raisons permettent de justifier

les coûts de cet ajout. Pour plus de détails sur les glissières de béton, voir annexe 3

dessins normalisés, figure 33.


Figure 24: Piste cyclable dans le pont.

4.6 Protection et entretien

4.6.1 Système de déshumidification

Des méthodes modernes pour résister aux effets de corrosion sont actuellement

utilisées pour les grands ouvrages. Pour assurer la pérennité du pont à haubans,

l’intérieur des caissons en acier ainsi que la chambre des câbles seront

déshumidifiés. Le critère essentiel consiste à maintenir l’humidité relative à un taux

inférieur à 40 % à tout moment. Le concept consiste à installer des unités de

déshumidification à chaque caisson et à distribuer l’air aux travers des gaines. Dans

le côté sud, on installe des unités, desservant ainsi la moitié de la longueur du tablier,

soit 650 mètres, et d’autres unités du côté nord pour desservir l’autre moitié du pont.

Également, d’autres unités seront installées à chaque tour pour desservir les

chambres d’ancrage des câbles. Les unités utilisées pour le tablier et les chambres

d’ancrage des câbles seront indépendantes et fonctionneront de façon distincte pour

convenir aux volumes d’espaces différents.

Les unités de déshumidification seront installées directement en dessous des voies

d’approche afin de faciliter l’accès pour les entretiens futurs. À l’intérieur des

caissons, il y aura deux séries de gaines : une pour acheminer l’air sec et l’autre,

servant de retour, pour assurer une ventilation adéquate.


Figure 25: Emplacement des unités de déshumidification dans les caissons du tablier.

4.6.2 Accès d’inspection et sécurité

Un véhicule à nacelle articulée est prévu pour assurer l’inspection du tablier. Des

ascenseurs sont prévus à l’intérieur de chaque pylône pour accéder aux câbles, à

partir du niveau de la route. Des escaliers sont également prévus, à raison d’un

escalier pour chacune des jambes.

Pour mieux contrôler les accès au personnel non autorisé et avoir un meilleur

contrôle du pont en tout temps, un système automatisé ainsi que des caméras seront

installés et reliés à un poste de sécurité routière qui sera construit sur une des rives.

Une station météorologique sera installée dans le pont pour mesurer la température

de la chaussée, la vitesse et la direction du vent, l’épaisseur de la glace ou toute

autre anomalie.


4.7 Les Piliers

Pour la quantité et la portée des piliers, deux choix sont envisagés. Étant donné que

la rivière est navigable dans cette zone, on doit laisser un gabarit de navigation de 20

mètres au centre. Les choix envisagés sont les suivants :

1. Pont avec un pilier central et plusieurs piliers pour tenir le tablier dans les

extrémités aval et amont du pont (voir figure 27);

2. Pont à deux piliers avec une portée de 500 m au centre (voir figure 28) pour

localisation des piliers (voir figure 29).

Figure 26: Pont avec pilier au centre (choix # 1)


Figure 27: Pont à deux piliers (choix # 2).

Figure 28: Localisation des piliers.

4.8 Recommandations

Le pont sera construit sur deux piliers avec une portée de 500 m et un espacement

de 20 mètres au centre, ceux-ci reposeront à une profondeur de 8 et 4 mètres

respectivement (voir figures 29 et 30).


4.9 Circulation maritime

Figure 29: Carte maritime de la zone du nouveau pont.

La construction du pont à haubans n’est pas préjudiciable à la navigation sur la

rivière Saguenay. Les pylônes sont construits à 150 et 350 mètres de la zone

navigable. Pendant la construction, on prévoit l’utilisation des barges pour

l’installation du tablier et la construction des piliers. Des mesures doivent être prises

afin de minimiser les risques de perturbation de la navigation locale. La majorité des

navires qui empruntent la rivière Saguenay dans cette zone sont des bateaux de

plaisance ou de croisière, comme La Marjolaine. Nous avons prévu un dégagement

au-dessus de la rivière de plus de 20 mètres. Ce dégagement est nettement

supérieur à la hauteur du plus gros navire de croisière qui transite la rivière.


4.10 Analyse coûts/bénéfices

Le tableau suivant (tableau 11) donne un aperçu des coûts totaux des différents

scénarios. Les prix unitaires proviennent des moyennes de coûts déterminées par le

ministère des Transports lors d’exécution de travaux.

Structures envisagées Nombre de voies Accotements Pistes cyclables Longueur totale Surface (m2) Prix unitaire ($/m2) Montant

Ponts à haubans Caisson unique 5 voies de 4 mètres 2 de 2 mètres 2 de 2.2 mètres 32,75 49125 8 500,00 $ 417 562 500,00 $

4 voies de 4 mètres 2 de 2 mètres 2 de 2.2 mètres 28,75 43125 8 500,00 $ 366 562 500,00 $ Caisson unique 5 voies 3de 3,7mètres 2 de 2 mètres 2 de 3 mètres 33,45 50175 8 500,00 $ 426 487 500,00 $

et 2 de 4 mètresPlusieurs caissons 4 voies de 3,7 mètres 2 de 2 mètres 2 de 2 mètres 27,15 40725 8 500,00 $ 346 162 500,00 $

Ponts sur piliersPont en acier 5 voies de 3,7 mètres 2 de 2 mètres 2 de 2 mètres 29,85 44775 4 700,00 $ 210 442 500,00 $

4 voies de 3,7 mètres 2 de 2 mètres 2 de 2 mètres 26,15 39225 4 700,00 $ 184 357 500,00 $ Pont en béton précontraint 5 voies de 3,7 mètres 2 de 2 mètres 2 de 2 mètres 29,85 44775 5 000,00 $ 223 875 000,00 $

4 voies de 3,7 mètres 2 de 2 mètres 2 de 2 mètres 26,15 39225 5 000,00 $ 196 125 000,00 $

Tunnel5 voies de 3,7 mètres 2 de 2 mètres non 22,5 33750 18 000,00 $ 607 500 000,00 $ 4 voies de 3,7 mètres 2 de 2 mètres non 18,8 28200 18 000,00 $ 507 600 000,00 $

Calcul des coûts pour les différents prototypes

Choix retenu

Tableau 11: Calcul des coûts.

Note : Les quantités calculées sont des valeurs approximatives.


Structures envisagées Nombre de voies Pistes cyclables Longueur totale Montant ($) Beauté architecturale Tourisme

Ponts à haubans Caisson unique 5 voies de 4 mètres2 de 2.2 mètres 32,75 417 562 500,00 $ OUI OUI

4 voies de 4 mètres2 de 2.2 mètres 28,75 366 562 500,00 $ OUI OUICaisson unique 5 voies 3de 3,7mètres 2 de 3 mètres 33,45 426 487 500,00 $ OUI OUI

et 2 de 4 mètresPlusieurs caissons 4 voies de 3,7 mètres2 de 2 mètres 27,15 346 162 500,00 $ OUI OUI

Ponts sur piliersPont en acier 5 voies de 3,7 mètres2 de 2 mètres 29,85 210 422 500,00 $ NON NON

4 voies de 3,7 mètres2 de 2 mètres 26,15 184 357 500,00 $ NON NONPont en béton précontraint 5 voies de 3,7 mètres2 de 2 mètres 29,85 223 875 000,00 $ NON NON

4 voies de 3,7 mètres2 de 2 mètres 26,15 196 125 000,00 $ NON NON

Tunnel5 voies de 3,7 mètres non 22,5 607 500 000,00 $ NON NON4 voies de 3,7 mètres non 18,8 507 600 000,00 $ NON NON

Tableau comparatif des différents scénarios

Choix retenu Tableau 12: Tableau comparatif.

5 État d’avancement du projet

Un rapport de faisabilité a été rédigé et remis au client. Une analyse mettant en

valeur les principales contraintes ainsi qu’une comparaison approfondie des

différentes problématiques et les caractéristiques particulières de la construction d’un

pont à haubans font partie de ce rapport. Une recherche bibliographique approfondie

ainsi que l’étude des différentes cartes du site à l’étude ont permis d’arriver aux

recommandations soumises dans ce document. Une étude de la circulation routière

a été faite pour permettre un raisonnement à l’hauteur de nos attentes et pouvoir

délimiter les différentes contraintes liées au projet. Plusieurs visites sur le site en

question ont été effectuées pour constater l’état du lieu.


Dans un deuxième temps, des recherches ont été entreprises pour trouver le

meilleur design possible pour le tablier. Divers scénarios de structures ont été

analysés et un choix a été fait selon sa rigidité, son coût de réalisation et nos

compétences pour le calculer. Les méthodes de calculs de ponts étant nouvelles

pour nous, il a fallu modifier la période allouée à la recherche bibliographique dans

notre échéancier pour apprendre les méthodes d’analyse des ponts.

Dans le troisième rapport d’avancement, un retour sur les scénarios du choix de la

structure a été fait pour s’apercevoir qu’on faisait fausse route. En effet, même si

notre démarche de structure était logique, pour notre type de pont, il était préférable

de prendre un pont à multiples caissons en acier.

Dans le rapport final, notre choix définitif est un tablier à quatre voies supportées par

quatre caissons. Une estimation des coûts a été effectuée. De plus, le design et les

calculs ont été faits selon la norme CSA S6-00.

6 Recommandations

Pour faire suite à toutes les explications contenues dans le présent rapport, nous

recommandons ce qui suit :

• La construction d’un pont suspendu ayant une travée centrale de 500

mètres de longueur, en plus de deux travées d’approche ayant 250

mètres et 550 mètres de longueur;

• Le tablier du pont ayant une largeur de 27.15 mètres accommodant quatre

voies de circulation routière, deux dans chacune des directions. En plus,

deux pistes cyclables de 2 mètres;


• Le tablier métallique sera composé d’une poutre-caisson soutenue par

une dalle. Le tablier sera revêtu d’une membrane imperméabilisante et un

enrobé bitumineux d’une épaisseur de 90 millimètres;

• Les pylônes en béton armé seront construits sur le roc dans le fond de la

rivière Saguenay;

• La structure sera supportée par une série de câbles porteurs, ancrés dans

les deux piliers et ayant un espacement de 24 mètres entre eux;

• Étant donné que nous sommes dans une zone sismique et dans le but de

perfectionner les résultats, la réalisation d’une analyse sismique approfondie sera nécessaire;

• Faire des essais en soufflerie sur un modèle réduit du tablier pour confirmer la stabilité aérodynamique de celui qui est proposé;

• Analyser le sol de façon détaillée afin de bien concevoir le système de fondation dans les piliers et les échangeurs.

• Comparer les coûts et le processus de mise en place en faisant des calculs avec caissons en béton précontraint.

• Réaliser un rapport avec génie mécanique pour déterminer le type d’équipements à utiliser pour les déshumidificateurs à l’intérieur des caissons.

• Effectuer une étude détaillée des conditions locales du vent. Des stations d’enregistrement peuvent être installées sur le site pour une période deux ou trois ans et jumelées avec les enregistrements historiques des stations de la région.

Les recommandations présentées sont basés sur l’analyse des résultats des travaux

de recherche, de même que sur les informations que nous a transmises le client.

Nous nous sommes basés sur les résultats obtenus et en considérant que ces

derniers sont représentatifs sur l’ensemble du projet.


7 Bibliographie

Les différents ouvrages du Ministère des Transports du Québec :

• Tome 1 - Conception routière

• Tome 2 - Construction routière

• Tome 3 - Ouvrages d’art

• Tome 4 - Abords de route

• Tome 5 - Signalisation routière

• Manuel de Conception des Ponceaux

• Guide de réalisation des études d’opportunité

• Guide de préparation des projets routiers

• Manuel des ponts acier-bois

• Manuel de conception des structures vol. 1

• Ponts du Québec

• Hauteurs libres sous les ponts et viaducs du Quebec

• Manuel des ponts acier-bois guides et manuels techniques

• Manuel d'évaluation de la capacité portante des structures

ALFIO, Seni, Cours de ponts. École polytechnique de l'Université de Montréal. Canada. 1979.

ANGLO-CANADIAN WIRE ROPE CO. Ltd. : catalogue no. 58. Montréal. Canada.


ASSOCIATION CANADIENNE DE NORMALISATION : Code canadien sur le calcul des ponts routiers, Norme CAN/CSA-S6-88. 10IÈME ÉDITION. Canada. 2006 BARKER ,Richard : Design of highway bridges : an LRFD approach. Hoboken, N.J. : J. Wiley & Sons. États-Unis. 2007. DEMETRIOS E. Tonias ; JIM J Zhao : Bridge engineering : [design, rehabilitation, and maintenance of modern highway bridges

ÉCOLE NATIONALE DES PONTS ET CHAUSSÉES : Les Transports collectifs urbains : un défi pour nos villes : actes du colloque :Urban public transport : a challenge for our cities. France. 1988. FRITZ, Leonhardt : l'esthétique des ponts. Presses polytechniques romandes, Suisse. 1986.

GRENON, Pascal; ST-PIERRE, Marc-André; DALLAIRE, Yoan : Conception dʹun pont pour piétons et passage de véhicules récréatifs. Université du Québec à Chicoutimi. Département des sciences appliquées. Canada. 2006.

HEINS, Conrad P. : Design of modern concrete highway bridges. New-York, États-Unis. 1984. INSTITUT CANADIEN DE LA CONSTRUCTION EN ACIER : Pont en acier, calcul, fabrication et construction. Canada. 2001 LETOCHA, Roman : Équipement et méthodes de construction. Modulo éditeur. Canada. 1982. L’HEBREUX, Michel; Une merveille du monde : le Pont de Québec : son historique, sa technique de construction, ses effondrements, ses reconstructions, Sainte-Foy, Canada. 1986.

LIEBENBERG, A. : Concrete bridges : design and constructions. Harlow, Essex : Longman Scientific & Technical; New York : J. Wiley. États-Unis. 1992. PICARD, André : Analyse des structures. Beauchemin Laval; Paris : Masson. Canada. 1992. PICARD, André : Calcul des charpentes d’acier tome 1. Institut canadien de la construction en acier. Canada. 2006. McGraw Hill. États-Unis. 2007. TREMBLAY, Denis : Béton de ciment. Modulo éditeur. Canada. 1983.


http://www.mtq.gouv.qc.ca/portal/page/portal/entreprises/zone_fournisseurs/c_affaires/pr_routiers/projet_routier_pont_riviere_saguenay http://pontdufjord.org/ http://austin228.free.fr/6.html

Différentes cartes marines et géologiques de la cartographie de l’Université du Québec à Chicoutimi.


Annexe 1 Rapport photographique


Figure 30: Zone de construction du nouveau pont.

Figure 31: Photos du site de construction du nouveau pont.


Figure 32: Vues de la ville ainsi que de la zone industrielle (Chic. Nord) par rapport à l’emplacement du nouveau pont.


Figure 33: Vue du nouveau tracé rive sud.

Figure 34: Vue du nouveau tracé rive nord.


Figure 35: Emplacement de l'échangeur dans le boulevard Tadoussac.

Figure 36: Direction du nouveau tracé direction nord.


Annexe 2 Calculs


Cahier de charges

Tous les calculs et spécifications dans le présent rapport ont été faits à l’aide du

Code Canadien sur le calcul des ponts routiers (S6-00, Réf.1). Pour les besoins de

notre projet, on a décidé de dimensionner les voies comme une autoroute urbaine

non divisée à 4 voies de classe A selon le tome 1 de conception routière du Ministère

des transports du Québec.

Méthode de calcul : Les moments longitudinaux et les efforts de cisaillement sont

calculés au moyen de la «méthode d’analyse simplifiée » à la fois pour les charges

permanentes et les surcharges, conformément aux articles 5.6.1 et 5.7.1. Avec

l’espacement des traverses limité à 8 m, la dalle de tablier est calculée au moyen de

la « méthode de calcul empirique » (articles 8.18.4 et 8.18.5 ».

Propriétés des matériaux Acier

Acier G40.21 nuances 350A et 350AT (acier résilient, résistant aux intempéries)

Module d’élasticité : Es=200 000 MPa

Module de cisaillement : Gs= 77 000 Mpa

Limite élastique minimale spécifiée : Fy=350 MPa (acier de charpente), Fy=400 Mpa

(barres d’armature)

BétonRésistance à 28 jours : f ‘c=30 MPa

Densité de masse : γ = 2400 Kg/m3

Module d’élasticité, art. 8.4.1.7 : Ec= (3000 +6900) ( =24 800 MPa

Voies de calcul

Largeur de la voie carrossable, Wc=15.4m

Nombre de voies de calcul, n=4 (tableau 3.8.2)


Largeur de la voie de calcul : We=Wc/n=15.4/4=3.85m (art. 3.8.2)

Facteur de modification des charges pour voies multiples : RL=0.7 (art. 3.8.4.2)

Coefficient de majoration dynamique Surcharge de camion, 3 essieux ou plus : CMD=0.25 (art. 3.8.4.5)

Vibration et état limite d’utilisation : Le pont est conçu pour une circulation

cyclable et piétonnière)

On a choisi une dalle pour la voie carrossable de 225mm recouverte d’une couche

d’usure en asphalte de 90mm.

Exigence de la méthode simplifiée d’analyse de la surcharge

1) Le pont à une largeur constante

2) Les conditions des appuis sont considérées comme des appuis linéaires (dans le

cas d’un pont à haubans, les appuis peuvent être considérés comme linéaires)

3) Les limites de biais sont satisfaites (pont sans biais)

4) Les limites de courbure horizontale sont satisfaites (pont droit)

5) La longueur d’amincissement de la dalle à proximité des rives est d’au plus 2.5m

6) Il y a au moins au moins 3 poutres longitudinales à espacement et à rigidité

égaux (pont comportant 5 poutres à espacement et rigidité égaux)

7) Dalle en porte-à-faux :

1500 mm < 60% de l’espacement entre 2 âmes extérieures = 0.6x3100=1860mm

1500 mm < 1860mm → OK

8) L’article A5.1(a) s’applique

9) Chaque caisson n’a que 2 âmes, et les conditions de l’article 10.12.5.1

s’appliquent


Exigence de la « méthode empirique de calcul » des dalles de tablier (art. 8.18.4.1) 1) La dalle de tablier forme un ensemble mixte avec les poutres d’appui parallèles

2) Espacement max. des âmes de poutres : des âmes de poutres : 3000mm<18 x

l’épaisseur, dalle = 18 x 225= 4050 mm

3) Espacement maximal des âmes de poutres : 3000mm < 4000mm

4) Les exigences du chapitre 10 relatives à l’armature longitudinale s’appliquent

En plus, la « méthode de calcul empirique » stipule un espacement maximal de

8 m entre les traverses intermédiaire (art. 8.18.5)

Dans notre projet, les calculs ont été faits selon que les poutre ont des traverses

aux 8 m et des raidisseurs aux 1.5 m.


Utilisation de la méthode simplifiée (article 10.12.7)1) L’espacement entre axes des semelles est constant

2) Espacement entre axes des semelles :

0.8 ≤ rapport de l’espacement entre axes des semelles des caissons adjacents à

l’espacement des semelles de chaque caisson ≤ 1.2

0.8<0.97<1.2 → OK

3) Dalle en porte-à-faux

1500mm< 60% de l’espacement entres les semelles supérieures des caissons

adjacents

0.60 x 3100 = 1800mm > 1500mm → OK

Points d’inflexionLes haubans sont installées aux 24m, donc pour calculer les longueurs L, les

largeurs effectives des dalles et les facteurs d’amplification des surcharges, référer à

la fig. A5.1(a) donnant les points d’inflexion supposés sous les charges

permanentes.

Moment positif, mi-portée :L=0.5L2=0.5(24000)=12 000 mm

Moment négatif, à l’ancrage du haubanL= 0.25 (L1+L2)=0.25 (24000+24000)=12 000 mm


Figure 37 :Longueurs des points d’inflexions sur la structure

Largeur effectives1) Dalle de bétona) À la mi-portée, (M+) (entre les haubans)

Les largeurs effectives des dalles (art.5.8.2.1)

L=0.5 (24 000 mm) = 12 000 mm > 3 000 mm (art. A5.1(a))

Poutre extérieure gauche, porte-à-faux gauche : B=1 825 mm

L/B= 12 000/1 825 = 6.57 < 15 →NON

→

be = dimension indiquée à la figure 21 pour divers types de section transversale de ponts

b = dimension indiquée à la figure 21 pour divers types de section transversale de ponts

→

Poutre extérieure gauche, porte-à-faux droit : b = 1850 mm

L/b = 12000/1850 = 6.5 < 15,

Largeur effective →


Largeur effective totale de la dalle = 1500+3100+1512 = 6112 mm

b) À l’ancrage du hauban (M-)

Les longueurs des points d’inflexion des moments négatifs (à l’ancrage) et des

moments positifs (entre les ancrages) sont les mêmes. Donc on peut dire que la

largeur effective de la dalle est la même : 6112 mm.

2) Semelle inférieure La largeur effective de la semelle inférieure d’une poutre-caisson est caculée

conformément à l’article 10.12.2, à l’aide des longueurs indiquées à la Fig. A5.1(a)

de la norme S6-00.

Largeur de la semelle inférieure = 2300 mm < 12000/5 = 2400 mm. La largeur totale

de la semelle est effective.


Figure 38 Largeur effective de la dalle (Poutre extérieure)

1. Les Charges Les charges sont calculées selon la norme S6-00. Les coefficients de pondération et

les combinaisons de charges sont présentés à l’article 3.5.1. La norme exige deux

cas pour les calculs des charges. Le premier cas est lors de la construction de la

structure et lors de son utilisation. Pour ces deux cas, il faut dimensionner 3 éléments

du tablier soient la dalle de béton, un caisson intérieur et un caisson extérieur.


Densité des matériaux

Béton : 2400Kg/m3 = 23.5KN/m3

Acier : 77.0 KN/m3

Sections Deux sections de caisson sont considérées dans les calculs de dimensionnement.

Pour des raisons économiques, les caissons extérieurs supportent moins de charges

vives, ils seront donc dimensionnés en conséquence.

Figure 39 Types de charge selon le caisson


Caisson extérieur

Figure 40 Caisson extérieur

Charges pendant la construction

A Y AY AY2 Iy

mm2 mm 105 mm3 106 mm4 106mm4

d 48000 20 960 20 7 e 46200 840 38800 32600 9850 f 58800 1650 97100 160000 3.06 g 5220 1470 7650 11200 25 Σ 158000 144000 204000 9880 Figure 41 Propriétés de la section avant l'effet mixte (acier seulement)

y = 914 mm ; Ix = 82.1 x 109 mm4 ; Ssup= 89.9x106 mm3; Sinf = 109x106 mm3


Propriétés de la section après l’effet mixte (acier + béton)

A Y AY AY2 Iy

mm2 mm 105 mm3 106 mm4 106mm4

a 173000 11.3 19400 2180 728 b 10300 94 968 91 0 c 4000 151 604 92 0 d 48000 280 13400 3760 7 e 46200 1100 50800 55900 9850 f 58800 1910 112000 215000 3 g 5220 1730 9000 15500 25 Σ 345000 207000 292000 10600

y = 599 mm ; Ix = 179 x 109 mm4 ; Sbar = 355x106 mm3; Ssup= 528x106 mm3; Sinf = 135x106 mm3 Propriétés de la section après l’effet mixte incluant le fluage et le retrait (3n)

A Y AY AY2 Iy

mm2 mm 105 mm3 106 mm4 106mm4

a 57500 11.3 6460 727 242

b 10300 94 968 91 0 c 4000 151 604 92 0 d 48000 280 13400 3760 7 e 46200 1100 50800 55900 9850 f 58800 1910 112000 215000 3 g 5220 1730 9000 15500 25

Σ 230000 194000 291000 10100 y = 842 mm ; Ix = 138 x 109 mm4 ; Sbar = 184x106 mm3; Ssup= 237x106 mm3; Sinf = 127x106 mm3 a- Dalle; b- Armature supérieure; c- Armature inférieure; d- Semelles supérieures; e- Âmes; f- Semelles inférieures; g- Raidisseurs longitudinaux de la semelle inférieure


Caisson intérieur

Figure 42 Caisson intérieur

Propriétés de la section avant l’effet mixte (acier seulement)

A Y AY AY2 Iy

mm2 mm 105 mm3 106 mm4 106mm4

d 72000 30 2160 64,8 21,6 e 46200 860 39700 34100 9850 f 94000 1680 158000 265000 12,5 g 5220 1490 7750 11500 24,8 Σ 217000 208000 311000 9910

Figure 43 Propriétés de la section avant l'effet mixte de la poutre intérieure (acier seulement)

y = 955 mm ; Ix = 123 x 109 mm4 ; Ssup= 129x106 mm3; Sinf = 165x106 mm3


Propriétés de la section après l’effet mixte (acier + béton)

A Y AY AY2 Iy

mm2 mm 105 mm3 106 mm4 106mm4

a 173000 113 19400 2180 728 b 10300 94 968 91 0 c 4000 151 604 91,2 0 d 72000 270 19400 5250 21,6 e 46200 1100 50800 55900 9850 f 94000 1920 180000 347000 12,5 g 5220 1730 9000 15500 24,8 Σ 404720 280172 426012,2 10636,9

y = 695 mm ; Ix = 241 x 109 mm4 ; Sbar = 401x106 mm3; Ssup= 530x106 mm3; Sinf = 194x106 mm3

Propriétés de la section après l’effet mixte incluant le fluage et le retrait (3n)

A Y AY AY2 Iy

mm2 mm 105 mm3 106 mm4 106mm4

a 57500 113 6460 727 242

b 10300 94 968 91 0 c 4000 151 604 91,2 0 d 72000 270 19400 5250 21,6 e 46200 1100 50800 55900 9850 f 94000 1920 180000 347000 12,5 g 5220 1730 9000 15500 24,8

Σ 289000 268000 424000 10200

y = 926 mm ; Ix = 186 x 109 mm4 ; Sbar = 224x106 mm3; Ssup= 271x106 mm3; Sinf = 184x106 mm3


Charges de construction À l’article 3.16.1, on spécifie que pendant la période de construction, les poids des

matériaux, des travailleurs et de l’équipement supportés doivent être considérés

comme des charges permanentes ou des surcharges conformément aux articles

3.16.2 et 3.16.3. La vérification de la résistance des poutres non mixtes aux charges

de construction est seulement appliquée aux poutres de résistance moindre, les

poutres extérieures. Les calculs sont faits selon que les surcharges d’une seule

machine à niveler à la fois est utilisée sur la travée en deux appuis verticaux fixes.

Il est important de mentionner qu’en plus des coefficients mentionnés aux points

suivants, il faut vérifier la combinaison 1.25 (permanente+surcharge) qui est décrite à

l’article 3.5.1.

Charges permanentes (art. 3.16.2) Les charges permanentes doivent inclure les poids des coffrages, des étaiements,

des accessoires fixes, des matériaux entreposés, ainsi que les appareils de levage et

de lancement, ou des composantes de ces dispositifs, qui ne sont pas soumis à un

déplacement pendant l’étape considérée

Dalle de béton : 23.5 (0.250(1.825+3.1+1.850 +2(0.075)(0.70)))= 40.42 KN/m

Armature d’acier : 1.2 KN/m

Poutre-caisson en acier, incluant l’acier de détail : 0.158 mm2*77 KN/m3= 12.2 KN/m

Coffrage (0.72 KPa) : 0.72 (1.825+3.1+1.850)= 4. 9 KN/m

Valeurs non pondérées

ÉLUL MAX (KN/m)

ÉLUL MIN (KN/m)

ÉLUT/ÉLF (KN/m)

Dalle de béton 40,42 1,2x40,42 = 48,5 0,9x40,42 = 36,38 1x40,42 = 40,42 Armature d’acier 1,2 1,1x1,2 = 1,32 0,95x1,2 = 1,14 1x1,2 = 1,2

Poutre-caisson en acier 12,2 1,1 x 12,2 = 13,42 0,95x12,2 = 11,6 1x12,2 = 12,2


Coffrage 4,9 1,2 x 4,9 = 5,88 0,9x 4,9 = 4,41 1x4,9 = 4,9

Σ 58,72 69,1 53,53 58,7 Tableau 13 Charges pondères permanentes sur la poutre en construction

Surcharges de construction (art. 3.16.3) Les surcharges doivent inclure les poids des travailleurs, des véhicules, des

appareils de levage, des grues, des autres équipements ainsi que des éléments de

structure qui peuvent se déplacer pendant l’étape de construction considérée. Le

coefficient de pondération des surcharges à utiliser pour les surcharges dues à la

construction doit être égal à 85% de la valeur indiquée pour ‘’Live load’’ au tableau

3.1 de la norme S6-00.

Charge de roue de la machine à niveler : 25 KN

Pondération → (0.85*1.7)25 KN = 36.125

Deux essieux distancés de 4 mètres → 2 forces ponctuelles de 72.25 KN

Autres Surcharges : 2 KN/m

Pondération → 1.45*1.8KN/m = 3 KN/m


Autres coefficients de pondération ÉLUL

1.25(permanent+surcharge) → 1.25(2 + 58.72) = 75.65KN/m et 2 charges

ponctuelles de 1.25(2x25KN) = 62.5 KN

Résumé des charges de construction Pour les charges de construction, on doit vérifier deux combinaisons soient :

69.1 + 3 = 72.1 KN/m

2 forces ponctuelles de 72.25 KN

et

75.65KN/m

2 forces ponctuelles de 62.5 KN

Charges sur les sections mixtes (en service poutre

extérieure)

Charges permanentes sur les sections mixtes Trottoir et parapet en béton : 21KN/m

Couche d’usure (90mm) : 23.5(((1.825+3.1+1.850 +2(0.075)(0.70))0.09)= 10.7 KN/m






ÉLUL MAX (KN/m)

ÉLUL MIN (KN/m)

ÉLUT/ÉLF (KN/m)

Couche d'usure 10,7 1,5x10,7 = 16,1 0,9x10,7 = 9,63 1x10,7 = 10,7 Trottoir et parapet en béton 21 1,2x21 = 25,2 0,9x21 = 18,9 1x21 = 21

Dalle de béton 40,42 1,2x40,42 = 48,5 0,9x40,42 = 36,38 1x40,42 = 40,42 Armature d’acier 1,2 1,1x1,2 = 1,32 0,95x1,2 = 1,14 1x1,2 = 1,2

Poutre-caisson en acier 16,7 1,1 x 12,2 = 18,4 0,95x16,7 = 15,9 1x16,7 = 16,7

Σ 90,02 109,5 82,10 90,0 Tableau 14 Charges pondères permanentes sur la poutre extérieure

Surcharges sur les sections mixtes

Selon le tableau 3.1 de la norme S6-00, le coefficient de surcharge est de αL=1.7.

Comme on peut le voir sur la figure 3, on considère la moitié d’un camion CL-625

pour la poutre extérieure.

Charge ponctuelle : 1.7(20) = 34 KN; 1.7(50) = 85KN; 1.7(70) = 119 KN;

1.7(60) = 102 KN

Surcharges répartie : surcharge piétonnière →4 KPa 1.7(2m x 4KPa) = 13.6 KN/m

Résumé des charges sur la poutre extérieure 109.5 + 13.6 = 123.1 KN/m


Figure 44 Charges pondérées pour la poutre extérieure

Charges sur les sections mixtes (en service poutre intérieure) Charges permanentes sur les sections mixtes Couche d’usure (90mm) : 23.5(((1.825+3.1+1.850 +2(0.075)(0.70))0.09)= 10.7 KN/m





ÉLUL MAX (KN/m)

ÉLUL MIN (KN/m)

ÉLUT/ÉLF (KN/m)

Couche d'usure 10,7 1,5x10,7 = 16,1 0,9x10,7 = 9,63 1x10,7 = 10,7 Dalle de béton 40,42 1,2x40,42 = 48,5 0,9x40,42 = 36,38 1x40,42 = 40,42

Armature d’acier 1,2 1,1x1,2 = 1,32 0,95x1,2 = 1,14 1x1,2 = 1,2 Poutre-caisson en acier 16,7 1,1 x 12,2 = 18,4 0,95x16,7 = 15,9 1x16,7 = 16,7

Σ 69,02 84,3 63,20 69,0 Tableau 15 Charges pondérés permanentes sur la poutre intérieure

Surcharges sur les sections mixtes

Selon le tableau 3.1 de la norme S6-00, le coefficient de surcharge est de αL=1.7.

On considère 2 essieux du camion CL-625 par charge ponctuelle pour la poutre

intérieure.


Charge ponctuelle : 1.7(80) = 136KN; 1.7(200) = 340KN; 1.7(280) = 476KN;

1.7(240) = 408KN

Surcharges répartie : 1.7 (9KN/m) = 15.3 KN/m

Résumé des charges sur la poutre intérieure 15.3 + 84.3 = 99.6 KN/m

Figure 45 Charges pondérées pour la poutre intérieure

Poutre extérieure (effet mixte)

Position Mmax KN*m (x103)

Mmin KN*m (x103)

Vmax KN (103)

Vmin KN (103)

0 3,781 -6,459 1,645 -1,633 2 3,78 -6,559 1,679 -1,603 4 3,608 -6,586 1,711 -1,594 6 3,419 -6,535 1,714 -1,58 8 3,22 -6,565 1,647 -1,682

10 3,261 -6,578 1,669 -1,66 12 3,465 -6,505 1,686 -1,635 14 3,512 -6,413 1,614 -1,691 16 3,604 -6,477 1,602 -1,743 18 3,751 -6,5 1,637 -1,708 20 3,754 -6,528 1,674 -1,706 22 3,739 -6,506 1,71 -1,669

Charge complète

3,613 -7,091 1,828 -1,81

Combinaison 4,495 -6,504 1,806 -1,809 Tableau 16 Poutre extérieure (effet mixte)


Poutre intérieure (effet mixte)


Mmin KN*m (x103)

Vmax KN (103)

Vmin KN (103)

0 5,831 -7 1,87 -1,822 2 5,705 -7,4 2,008 -1,702 4 5,187 -7,51 2,137 -1,665 6 4,308 -7,304 2,254 -1,613 8 3,537 -7,423 1,88 -2,019

10 3,718 -7,478 1,966 -1,933 12 4,441 -7,185 2,035 -1,831 14 4,636 -6,818 1,747 -2,054 16 5,035 -7,071 1,7 -2,264 18 5,658 -7,163 1,84 -2,124 20 5,64 -7,277 1,986 -2,114 22 5,552 -7,19 2,133 -1,967

Charge complète

5,05 -9,529 2,603 -2,531

Combinaison 7,679 -7,68 2,508 -2,526

Tableau 17 Poutre intérieure (effet mixte)

Poutre extérieure en construction (effet seul)


Mmin KN*m (x103)

Vmax KN (103)

Vmin KN (103)

Combinaison 1

1 1,798 -3,567 0,9279 -0,8748 2 1,738 -3,585 0,9363 -0,9363 3 2,186 -3,728 0,9375 -0,9374

Combinaison 2

1 1,874 -3,723 0,962 -0,9161

2 1,822 -3,739 0,9694 -0,9694

3 2,209 -3,862 0,9703 -0,9703 Tableau 18 Poutre extérieure en construction (effet seul)


Charges en tenant compte de l’élasticité des haubans

Hauteur du pilier à partir du tablier

Longueur de la base du pilier jusqu'à

l'encrage (m)

Longueur des haubans (m)

Aire du câble (m2)

Module de Young

(KN/m2)

K (KN/m)

100 240 260 0,02010624 170000000 13146,38769

100 216 238,0252087 0,02010624 170000000 14360,07899

100 192 216,480946 0,02010624 170000000 15789,19929

100 168 195,5095906 0,02010624 170000000 17482,82931

100 144 175,316856 0,02010624 170000000 19496,47557

100 120 156,2049935 0,02010624 170000000 21881,89201

100 96 138,6217876 0,02010624 170000000 24657,45724

100 72 123,2233744 0,02010624 170000000 27738,7372

100 48 110,923397 0,02010624 170000000 30814,60623

100 24 102,8396811 0,02010624 170000000 33236,78919

100 0 100 0,02010624 170000000 34180,608 Tableau 19 Charges en tenant compte de l’élasticité des haubans

En construction

Figure 46 Moment de la poutre en construction appui élastique


Figure 47 Effort tranchant de la poutre en construction appui élastique

Poutre extérieure

Figure 48 Moment de la poutre extérieure appui élastique


Figure 49 Effort tranchant de la poutre extérieure appui élastique

Poutre intérieure

Figure 50 Moment de la poutre intérieur appui élastique


Figure 51 Effort tranchant de la poutre intérieure appui élastique

Efforts maximaux en tenant compte de l'élasticité des haubans

Mmax KN*m (x103)

Mmin KN*m (x103)

Vmax KN (103)

Vmin KN (103)

Poutre intérieure en construction (effet seul) 2,406 -3,774 0,9613 -0,9793

Poutre intérieure (effet mixte) 6,632 -9,45 2,465 -2,315

Poutre extérieure (effet mixte) 4,147 -7,088 1,831 -1,793 Tableau 20 Efforts maximaux en tenant compte de l'élasticité des haubans

Efforts maximaux pour le dimensionnement

Efforts maximaux

Mmax KN*m (x103)

Mmin KN*m (x103)

Vmax KN (103)

Vmin KN (103)

Poutre intérieure en construction (effet seul) 2,406 -3,862 0,9703 -0,9793

Poutre intérieure (effet mixte) 7,679 -9,529 2,603 -2,531

Poutre extérieure (effet mixte) 4,147 -7,088 1,831 -1,793 Tableau 21 Efforts maximaux pour le dimensionnement


Armature de la dalle Conditions pour la «méthode de calcul empirique » (art. 8.18.4)

→ Les traverses ne dépasse pas 8m →OK

En plus, l’article 10.11.5.3.3 qui dit l’armature longitudinale doit se prolonger jusque

dans les zones de moment positif, conformément à l’article 8.1.5.

Enrobage minimal de béton, (tab. 8.11.2.2 de la norme S6-00) Pour le béton coulé en place et une exposition environnementale incluant les

produits chimiques de dégivrage :

→ Diamètre des barres 15M : 16 mm

→ Barres supérieures, enrobage minimal = 70 mm

→ Profondeur de l’armature longitudinale supérieure = 70+16+16/2 = 94 mm

→ Enrobage minimal des barres inférieures (épaisseur de la dalle < 300 mm) = 50

mm

→ Profondeur d’armature inférieure (art. 8.18.4.2.(a)) = 225-50-16/2 = 167 mm

Exigences de la méthode empirique de calcul de la dalle (art. 8.18.4) → Épaisseur de la dalle : 225 mm > 175 mm (art. 8.18.2)

→ Rapport d’armature, ρ ≥ 0.003 (art. 8.18.4.2(a))

→ Espacement libre entre l’armature transversale supérieure et inférieure : (225-50-

16)-(70+16) = 73 > 55 mm

Armature longitudinale mi-portée entre les haubans → Nombre de barres d’armature supérieures et inférieures dans la largeur effective =

6112/300 = 20.373 ≈ 20 barres

→ A bar sup + A bar inf = 20(200) + 20(200) = 8000 mm2

→ Rapport d’armature, sup. et inf. : ρ = 200/(300x159) = 0.00419 > 0.003 → OK

→ Profondeur effective du béton, d=225-50-16 = 159 mm (art. 8.18.4.2(a))


Armature longitudinale au niveau de l’encrage du hauban → Aire d’armature moyenne supérieure (15M et 20M) = (200+300)/2 = 250 mm2

→ Espacement moyen des barres d’armature supérieure = 150 mm

→ Nombre de barres d’armature supérieure = 6112 / 150 = 40.7 ≈ 40 barres

→ A bar sup + A bar inf = 41(250) + 20(200) = 14 300 mm2

→ Rapport d’armature supérieure : ρ = 250/(150x159) = 0.0105 > 0.003 → OK

→ Rapport d’armature inférieure : ρ = 200/(300x159) = 0.00419 > 0.003 → OK

→ Rapport d’armature longitudinale totale (supérieure et inférieure) :

ρ = 0.0105+0.00419 = 0.01469 > 1% (art. 10.11.5.3.2)

→ % barres supérieures = 0.0105/0.0147 = 0.714 > 2/3 → OK

Puisqu’on utilise la méthode empirique de calcul pour l’armature transversale, il suffit

de vérifier les moments transversaux dus aux charges appliquées sur le porte-à-faux

(art. 8.18.1). Les moments dus aux charges de roue sur le trottoir sont calculés à

l’aide des articles 3.8.4.4 et 5.7.1.6.1.

Dalle en porte-à-faux : Sc = 1.5 m; C=1.825-.0.75

Épaisseur de la dalle à la racine du porte-à-faux supposant une semelle d’acier de

60 mm :

t2=0.225-(0.075-0.060) = 0.240 m; t1 = 0.225 m ;

r1 = t1 / t2 = 0.225 / 0.240 = 0.938

En supposant une rive non raidie, rt = 0.938 et Sc = 1.5 m, le moment maximum se

produit à x = y = 0

C/ Sc = 1 / 1.5 m = 0.67

A≈0.67 (art. 5.7.1.6.1)

En prenant 70% de la charge de roue de camion, P=72.25 KN, sur le trottoir (art.

3.8.4.4) :


My = 2PA/π = (2(0.70*72.25)0.67)/π = 21.57 KN

Moment pondéré total incluant les charges de roue, dalle, parapet et trottoir : Mf= 1.7*1.4*21.57+1.2*32.3 = 90.1KN*m/m

Moment résistant transversal de la dalle en porte-à-faux Les propriétés du bloc de contrainte en béton pour l’ÉLUL sont données à l’article

8.8.3 :

εc = 0.0035

α1 = 0.85-0.0015 f ’c = 0.85-0.0015(30) = 0.805 ≥ 0.67

β1 = 0.97-0.0025 f ’c = 0.97-0.0025(30) = 0.895 ≥ 0.67

Limite d’élasticité des barres d’armature : fy = Eεy =400 MPa

Coefficients de tenue en service (art. 8.4.6) : Фc = 0.75; Фs = 0.90

Géométrie de la section : d = 225 – 70 – 16/2 = 147 mm

d’ = 50 + 16/2 = 58 mm

Aires d’armature / m de largeur (b = 1000 mm), aire de barres 20M = 300 mm2

Espacement = 150 mm

As = A’s = 300 * (1000/150) = 2000 mm2

Égalisation de la traction et de la compression exercées dans la section, T = C :

(As Фs fy)+ (A’s Фs E εy (d’-c)/c) = α1 Фs f’c b β1c

Résoudre pour la profondeur de l’axe neutre; nous obtenons : c = 52.5 mm

Moment résistant pondéré : Mr = Cc (d- a/2) – T’ (d-d’)

Mr = α1 Фs f’c b β1c (d – β1 c/2) - (A’s Фs E εy (d’-c)/c) = 93.4

Mr = 93.4 > Mf = 90.1KN*m/m → OK


Trois ensembles de propriétés de sections sont calculés, selon la phase de construction et le type de charge :

1- Avant l’effet mixte : acier seul (Coulée du béton; module section S)

2- Après l’effet mixte, surcharges (Sn)

3- Après l’effet mixte incluant le fluage et le retrait (S3n)

4- Après l’effet mixte, zones de moment négatif : poutre d’acier et barres

d’armature seulement (S’)

Rapport des modules d’élasticité acier-béton Charges à court terme :

n = Es/Ec = 200 000/24 800 = 8.06

Selon l’article 10.11.3, pour tenir compte de l’effet du fluage dû à la partie de la

charge permanente appliquée après la résistance du béton a atteint 0.75f’c et au lieu

de calculs détaillés, on peut utiliser un rapport des modules d’élasticité de 3n pour le

calcul des propriétés de la section.

Pour l’ÉLUT, on doit tenir compte, au moment des calculs, des déformations

différentielles de retrait correspondant à la différence entre le retrait libre du béton et

celui sous entrave.

Charges à long terme (incluant le fluage et le retrait) :

3n = 3 x 8.06 = 24.2

Moment résistant avant l’effet mixte On considère les poutres munies de raidisseurs transversaux sont conçues comme

des sections de classe 3. Leur moment résistant est calculé en utilisant le module de

section élastique et en supposant une distribution linéaire des contraintes élastiques

(art. 10.10.3)


On considère que les barres d’armature transversales sont soudées aux goujons sur

toutes les semelles supérieures évitant que les celles-ci soient sujettes à une flexion

horizontale.

Pour les moments résistants des moments avant l’effet mixte, on vérifiera seulement

les poutres extérieures qui ont une résistance moindre

Moment positif

Moment résistant par rapport à la semelle supérieure comprimée

Moment des charges verticales pondérées

Mvf = 2.209 x 103 KN*m

Moment résistant de la poutre extérieure

Mr = ФsSFy = 0.95 x 89.9 x 103 x 350 = 29 890 KN*m

Réduction du moment due au flambement en flexion des âmes minces (article

10.10.4.3 (S6-00)) :

2dc/w =


Facteur de réduction de moment : 1.0

Moment résistant pondéré :

Mr = 29 890KN*m > Mvf = 2.209 x 103 KN*m → OK

Moment résistant par rapport à la semelle inférieure tendue

Mr = ФsSFy = 0.95 x 109 000x103 x 350 = 36243 KN*m > Mvf = 2.209 x 103 KN*m

Moment négatif

Moment des charges verticales pondérées sur la section non-mixte par rapport à la

semelle inférieure tendue

Mvf = 3862 KN*m

Moment résistant de la poutre extérieure par rapport à la semelle inférieure tendue

Mr = ФsSFy = 0.95 x 89.9x103 x 350 = 29892 KN*m > 3862 KN*m → OK

Moment des charges verticales pondérées sur la section non-mixte par rapport à la

semelle inférieure comprimée

Pour le moment négatif, il faut tenir compte de la contrainte de flambement de la

semelle inférieure comprimée, Fcr (art. 10.12.5.3). Un raidisseur est installé sur la

semelle inférieure pour augmenter sa rigidité.


Largeur de la semelle inférieure comprimée entre les raidisseurs longitudinaux :

bs = 2300/2 = 1150 mm

Propriété de section du raidisseur (WT230x41)

A = 5220 mm2

d-y = 230 – 54.8 mm = 175 mm

Ix = 24.8 x 106 mm4

Moment d’inertie du raidisseur longitudinal par rapport au plan de la semelle

inférieure :

Io = Ix + A(d-y)2 = 24.8 x 106 + 5220 x 1752 = 185 x 106 mm4

Is = ξ t3 bs

ξ = 0.125 k13

k1 = [Is / (0.125 x bs)]1/3 / t = [185 x 106 / (0.125 x 1150)]1/3 / 40 = 2.72 < 4


Élancement de la plaque

bs/t = 1150/40 = 28.8 > 255 = 255 = 22.5

bs/t = 28.8 < 550 = 550 = 48.5

Cs = (550 - (bs/t) ) / (295 ) = (550 - 28.8 ) / (295 ) =

Cs =0.757

Fcr = 0.592 Fy (1+0.687 sin (π Cs /2)) = 0.592 x 350 [1+0.687 sin (π 0.757/2)] = 339 MPa

Mr = ФsSFcr = 0.95 x 109x103 x 339 = 35100 KN*m

Réduction du moment due au flambement en flexion des âmes minces (article

10.10.4.3 (S6-00)).

2dc / w =

Facteur de réduction de moment : 1.0

Moment résistant pondéré :

Mr = 35100 KN*m > Mvf = 3862 KN*m → OK


Méthode d’analyse simplifiée Méthode simplifiée d’analyse de la surcharge (État limite ultime (ÉLUL) et État limite d’utilisation (ÉLUT)) Facteur d’amplification, Fm et Fv, calculés en fonction de : • Espacement des poutres • Portée des poutres • Nombre de voies de calcul • Largeur des voies • Réduction due aux voies multiples • Paramètres de rigidité en flexion et en torsion pour les ponts à poutres-caissons

État limite de fatigue (ÉLF) et vibrations (Un seul camion dans la voie de circulation) • Pour les ponts avec dalle sur poutres, on tient compte des facteurs suivants :

-Position du camion dans la voie de circulation Dve -Réduction pour les poutres relativement espacées

• Pour les ponts à caissons multiples avec tablier très large, la valeur de Fm est légèrement réduite

Pour les ponts à dalle sur poutre et à caissons multiples

• Nouvelle méthode utilisant les Facteurs d’amplification (Fm, Fv) au lieu des Fraction de charge (S/D) pour déterminer la portion des moments et des forces de cisaillement attribuée à chaque poutre

• Points d’inflexion supposés

Mettre le diagramme p. 4 et 5 dans EXEMPLE DE CALCULS Méthode simplifiée d’analyse (ÉLUL et ÉLUT) • Moment longitudinal par poutre, Mg=Fm Mgavg • Mgavg = nMTRL/N • MT=moment maximal par voie de calcul • RL=facteur de modification pour la surcharge des voies multiples (Tableau

3.8.4.2 de la norme S600) • Fm = facteur d’amplification pour les moments = SN/F(1+μCf /100) ≥ 1.05 • S = espacement entre axes des poutres • F = largeur tirée du Tableau A5.7.1.2.1


• (1+μCf /100) = facteur de correction de la largeur de voie • Ce tiré du tableau A5.7.1.2.1

Facteur de modification de la surcharge des voies multiples

Nombre de voies de calcul chargées

Facteur de modification

1 1.00 2 0.90 3 0.80 4 0.70 5 0.60

6 ou + 0.55 Tableau 22 Facteurs de modification de la surcharge des voies multiples

Diagramme de surcharge camion CL-625 comme la page 7 de l’exemple (ajouter une poutre)

Formules pour F et Cf, moments longitudinaux des ponts à caissons multiples (tab. 5.6 norme 5.7.1.3 (S6-00))

État limite Nombre de voies de calcul Fm Cf (%)

ÉLUL ou ÉLUT

2 8.5-0.3β 16-2β

3 11.5-0.5β 16-2β

4 14.5-0.7β 16-2β

ÉLF 2 ou plus 8.5-0.3β 16-2β Tableau 23 Formules pour F et Cf


POUTRE EXTÉRIEURE

Facteur d’amplification des surcharges

Les facteurs d’amplification des surcharges (Fm et Fv) permettent le calcul des

moments longitudinaux et des forces de cisaillement sans qu’on ait à avoir recours à

la technique des lignes d’influences.

Les conditions pour l’utilisation de la méthode d’analyse simplifiée sont exposées à

l’article 5.7.1.

Moments longitudinaux dans les ponts à caissons multiples, Fm

Moment positif au milieu (entre deux attaches des haubans)

Espacement entre les axes des poutres-caissons, Px=6800 mm

Dx=EsIx / Px = 200 000 x 179 000 x 106 mm4 / 6800 = 5264 x 109 N/mm

Aire fermé : Ao=3100*(225/2 + 75) + (3100 + 2300)(1600 + 25/2)/2 = 4.94 x 106 mm2

Propriétés de section homogénéisées :

Acier, ng=0.88

Béton, ng=1/n = 1/8.06 = 0.124

Profondeur de la plaque d’âme = √(16002+4002) = 1649 mm

Module de cisaillement de l’acier : Gs = 77 000 MPa


Dxy=Gs io =

La largeur du pont est de B = 27000 mm

L = 24 000 mm

Selon le tableau 5.7.1.3, pour 4 voies de calcul :

F=14.5 – 0.7β = 14.5 – 0.7 (5.36) = 7

Cf (%) = 16 – 2β = 16 – 2 (5.36) = 5.28%

Espacement entre les axes des poutres, S = 6.8 m

Nombre de poutres : N = 4

Ce = 0

We = 3.7 m

μ = (We – 3.3) / 0.6 = (3.7 – 3.3) / 0.6 = 0.67 ≤ 1.0 (art. 5.7.1.2.1)

Moment négatif au milieu (aux attaches des haubans)

**Les mêmes poutres sont utilisées pour les moments négatifs

Espacement entre les axes des poutres-caissons, Px=6800 mm

Dx=EsIx / Px = 200 000 x 179 000 x 106 mm4 / 6800 = 5264 x 109 N/mm


Aire fermé : Ao=3100*(225/2 + 75) + (3100 + 2300)(1600 + 25/2)/2 = 4.94 x 106 mm2

Propriétés de section homogénéisées :

Acier, ng=0.88

Béton, ng=1/n = 1/8.06 = 0.124

Profondeur de la plaque d’âme = √(16002+4002) = 1649 mm

Module de cisaillement de l’acier : Gs = 77 000 MPa

Dxy=Gs io =

La largeur du pont est de B = 27000 mm

L = 24 000 mm

Selon le tableau 5.7.1.3, pour 4 voies de calcul :

F=14.5 – 0.7β = 14.5 – 0.7 (5.36) = 7

Cf (%) = 16 – 2β = 16 – 2 (5.36) = 5.28%

Espacement entre les axes des poutres, S = 6.8 m

Nombre de poutres : N = 4

Ce = 0

We = 3.7 m

μ = (We – 3.3) / 0.6 = (3.7 – 3.3) / 0.6 = 0.67 ≤ 1.0 (art. 5.7.1.2.1)


Résistance des sections mixtes (Moments positifs)

M = Mmax * FE

FE =Fm*

n = 4 voies

RL = 0.7

N = 4 poutres

FE =3.75* = 2.625

M = 4147 * 2.625 = 10 886 KN*m

Mf = 10 886 KN*m

Largeur effective de la poutre : 6112 mm

Aire de la poutre (acier seul) : A = 172 500 mm2

Résistance résistant à la compression du béton

Cc = 0.85 Фcbetcf’c = 0.85 * 0.75 * 6112 * 225 * 30 = 26 300 KN

Résistance pondérée à la compression de l’armature d’acier


Cr = ФrArfy = 0.9 * (4000+10300) 400 = 5148 KN

Profondeur de l’âme comprimée

Cc+Cr-ФsAFy = 26 300 x 103 + 5148 x 103 – 0.95 x 172 500 x 350 = -25 900 KN

Puisque -25 900 KN < 0, l’axe neutre plastique est situé dans la section en acier

Profondeur de la semelle supérieure = 500 mm, t = épaisseur de la semelle

supérieure = 30 mm

tcf = [ФsAFy-(Cc+Cr)] / (4ФsbFy)

[0.95x1725000 x 350 –(26 300 + 5148)103] / (4x0.95 x 500 x 350) =27.62 mm <

t = 30 mm

L’axe neutre plastique est situé dans la semelle supérieure, la profondeur de

compression de l’âme, dc = 0 < 850 w √Fy et le moment résistant peut être calculé

conformément à l’article 10.11.5.2. dc est calculé avec une distribution de contrainte

entièrement plastique.

C1 = Cc + Cr = 26 300 + 5148 = 31 448 KN

C2 = ФsAFy = 0.95 * 172 500 x 350 = 57 356 KN

Puisque C1 < C2 l’article 10.11.5.2.4 est utilisé

Cs = 0.5 (ФsAFy – C1) = 0.5 (57 356 - 31 448) = 12 954 KN

Distance entre la semelle supérieure et le centre de gravité de la section d’acier

tendue :

yst = (Ays-2b*tcf2/2) / (A-2btcf) = (172 500 x 941- 2 x 500 x 27.622/2) / (172 500 – 2 x

500 x 27.62) = 1118 mm


où ys = 941 mm est la distance entre la semelle supérieure et le centre de gravité de

la poutre d’acier.

Bras de levier

ec = tc / 2 + tnervure – t + yst = 225/2 + 75 – 30 + 1118 = 1276 mm

er = tc + tnervure – t + yst – (Arsup yrsup + Arinf y rinf) / Ar

= (225 + 75 – 30 + 1118) – (10300 x 94 + 4000 x 151) / 14300

= 1388-110 = 1278 mm

es = yst - tcf / 2 = 1118 – 27.62 / 2 = 1104 mm

Moment résistant de la poutre mixte : Mr = Ccec + Crer + Cses = 26 300 x 1.276 + 5148 x 1.278 + 12 954 x 1.104

= 54 440 KN*m

Mr = 54 440 KN*m > Mf = 10 886 KN*m → OK

Résistance au cisaillement La résistance au cisaillement est calculée conformément aux articles 10.10.5.1 et

10.12.3

La résistance au cisaillement de la poutre-caisson est la somme des résistances de

chaque âme multipliée par cos ʹ, où ʹ est l’angle d’inclinaison de la plaque d’âme

par rapport à la verticale. Dans notre cas, ʹ est égale à 14° et cos 14° = 0.970. La

contrainte de cisaillement d’un panneau d’âme raidi consiste en deux composantes,

Fs = Fs + Ft.


Vf = 1831 KN

Hauteur de l’âme : h / cos ʹ = 1600 / 0.97 = 1649mm

Rapport d’élancement de l’âme, h/w = 1649/14 = 118

3150 / √Fy = 168 > 118 → Les raidisseurs longitudinaux ne sont pas exigés (art.

10.10.4.2)

Aire de l’âme : Aw = 2hw = 2 x 1649 x 14 = 46 200 mm2

Avec une âme non raidie : a/h = ∞

Coefficient de flambement en cisaillement : kv = 5.34

L’article 10.10.5.1.C (p.476) s’applique :

Ft = 0 → interactions cisaille-moment ne s’applique pas (art. 10.10.5.2)

Contrainte de cisaillement : Fs = Fcr = 69 MPa

Résistance de cisaillement de la poutre :

Vr = Фs Aw Fs cos ʹ = 0.95 x 46 200 x 69 cos 14 = 2940 KN > 1831 KN → OK


Limitation des flèches permanentes, ÉLUTLa contrainte totale accumulée dans une section mixte due au moment à l’ÉLUT ne

doit pas dépasser 0.90 Fy

Contrainte de compression pondérée totale dans la semelle supérieure :

0.90 Fy = 0.90 x 350 = 315 > 40 MPa → OK

Contrainte de compression pondérée totale dans la semelle inférieure :

0.90 Fy = 0.90 x 350 = 315 > 40 MPa → OK

Résistance des sections mixtes (Moments négatifs)M = Mmax * FE

FE =Fm*

n = 4 voies

RL = 0.7


N = 4 poutres

FE =3.75* = 2.625

M = 7088 * 2.625 = 18 606 KN*m

Profondeur de la section comprimée de l’âme, dc=225 + 75 + 1600-1100 = 800 mm

2 dc/w = 2 x 800 / 14 = 114

3150 / √Fy = 168 > 114 → Les raidisseurs longitudinaux ne sont pas exigés (art.

10.10.4.2)

Classe de la section (art. 10.9.2) : 1900/√Fy = 102 < 114 Classe 4

La résistance au moment négatif sera calculée pour une section de classe 3 (art.

10.11.7.3.1), mais la réduction du moment résistant due aux âmes minces (art.

10.10.4.3)

Fcr = 339 MPa (calculé précédemment)

Réduction du moment due au flambement des âmes minces :2 dc / w = 2 x 800/14 = 114 < 1900/√(Mf /ФS) = 1900/√(18606/0.95 x 115) = 146

Facteur de réduction du moment FRM = 1.0

Contrainte de traction pondérée totale dans les barres supérieures :


Фrfy = 0.9 * 400 = 360 > 30.75 MPa → OK

Contrainte de traction pondérée totale dans la semelle supérieure :

ФsFy = 0.95 * 350 = 333 > 151 MPa → OK

Contrainte de compression pondérée totale dans la semelle inférieurePour la semelle inférieure comprimée, la contrainte accumulée est comparée à la

contrainte de flambement pondérée de la semelle (ФsFcr) avec FRM=1.0

Résistance au cisaillementVf = 1831 KN

Hauteur de l’âme : 1600/cos 14 = 1649 m m

Aire de l’âme : 2 x 1649 x 14 = 46 200 mm2

Rapport d’élancement de l’âme: h/w = 1649/14 = 118

Largeur maximale du panneau (art. 10.10.6.1) : amax = 3h = 3 x 1649 = 4950 mm

On choisit des raidisseurs d’âme @ 1250 mm < 4950 mm

Coefficient de flambement en cisaillement :

Kv = 4+5.34/(a/h)2 = 4+5.34/(1500/1649)2 = 13.3


Fcr =

=23.5 MPa

Contrainte de cisaillement :

Fs = Fcr + Ft = 168 + 23.5 = 192 MPa

Résistance de cisaillement de la poutre :

Vr = ФsAwFscosѲ = 0.95*46200*192*cos 14 = 8170 KN > 1831 KN

Calcul du ventL’article 3.10 prescrit les charges de conception dues au vent pour tous les ouvrages

routiers ainsi que les exigences relatives aux appuis et aux ossatures de pont. Des

exigences spécifiques aux essais en soufflerie sont énoncées à l’article 3.10.5 et font

référence à la détermination de coefficients de pondération spécifiques devant

remplacer ceux du tableau 3.1 qui s’appliquent aux effets de la charge due aux

vents. Pour le présent rapport, le calcul vérifie seulement la résistance des boulons

des sections aux piliers qui résiste aux efforts tranchants du vent latéral. Une étude

plus poussée en soufflerie doit être réalisée pour obtenir des connaissances plus

approfondies sur la résistance du pont au vent.


La pression moyenne horaire du vent de référence q doit être celle indiquée au

tableau A3.1.1 pour une période de retour de 100 ans dans le cas de ponts dont la

longueur de la travée est supérieure ou égale à 125 m.

Pour Chicoutimi, la pression est de 0,410 Kilopascals. Comme le caisson a un angle

de 14 degrés, le tableau 3.9 nous donne un facteur de modification d’angle d’attaque

du vent de 0.93.

0.410KN/m x 1.6m x 0.93 = 0.61KN/m

Facteur de pondération : 1.65

1.65 x 0.61 KN/m2 x 1.649 = 1.66 KN/m


Figure 52 Effort tranchant pour charge de vent

Le calcul Vf aux piliers nous donne 544.8. KN. Le boulon choisi a un diamètre de 27

mm et a une résistance en cisaillement de 228 KN. En théorie, il ne faudrait que 2

boulons pour résister au vent. Cependant, beaucoup il faut considérer le poids de la

structure qui se déplace et qui entraine une très grande contrainte dans les boulons.

Il faut donne une analyse plus poussée pour connaître le nombre réel de boulon

nécessaires à la structure.

Calcul parasismique Les effets des forces attribuables aux mouvements de terrain horizontaux provoqués

par les séismes doivent être déterminés conformément à l’article 4.4.5 à l’aide du

coefficient de réponse sismique élastique Csm prescrit à l’article 4.4.7 et du poids

effectif du pont.

Les ponts à haubans requièrent des études spéciales et sont conçus à l’aide de

principes de calcul de la résistance aux séismes qui assurent un niveau minimal de

sécurité comparable à celui que prévoit le Code.


Annexe 3 Dessins


Figure 53: Dessin du tablier à quatre caissons.


Figure 54: Fiche technique des glissières en béton (source, manuel de conception MTQ).


Annexe 4 Justificatif


Chapitre 3















Chapitre 5












Chapitre 8









Chapitre 10















Annexe 4 Moments de flexion


Charges de construction

Combinaison no.1


Combinaison no.2


Moments en tenant compte des ressorts

Figure 55 Charges durant la construction

Figure 56 Charges sur la demi-poutre


Cas de Charges sur la poutre extérieure (Les cas de charges ont été également faits pour la poutre intérieures et les efforts tranchants mais ne sont pas exposés ici)






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Département des Sciences Appliquées Module … · Université du Québec à Chicoutimi Le pont du fjord RAPPORT FINAL PROJET DE CONCEPTION EN INGÉNIERIE 6GIN555 Département des