NF en 13480-3 V2: Octobre 2012 [PDF]

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NF EN 13480-3 V2 OCTOBRE 2012

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NF EN 13480-3 V2:2012-10

FA178676

ISSN 0335-3931

norme européenne

NF EN 13480-3 V2 Octobre 2012 Indice de classement : E 86-700-3

ICS : 23.040.10

Tuyauteries industrielles métalliques Partie 3 : Conception et calcul E : Metallic industrial piping — Part 3: Design and calculation D : Metallische industrielle Rohrleitungen — Teil 3: Konstruktion und Berechnung

© AFNOR 2012 — Tous droits réservés

Norme française homologuée par décision du Directeur Général d'AFNOR le 26 septembre 2012 pour prendre effet le 26 octobre 2012. Remplace la norme homologuée NF EN 13480-3, d’août 2002, et ses amendements A1 de mars 2006, A2 de mars 2007, A3 d’avril 2009, A4 d’août 2010 et A5 de juillet 2012.

Correspondance

La Norme européenne EN 13480-3:2012 (version 2:2013-08) a le statut d’une norme française.

Analyse

Le présent document définit les critères généraux de conception et de calcul des réseaux de tuyauteries industrielles métalliques ainsi que des supports de tuyauteries industrielles aériennes ou en caniveaux. Les six autres parties de la norme NF EN 13480 fixent des prescriptions complémentaires en matière de limites d’application et classification des réseaux de tuyauterie par catégories de risque, en matière de matériaux, de fabrication et installation, d’inspection et contrôle ainsi que les exigences additionnelles pour les tuyauteries enterrées. L’ensemble des parties NF EN 13480-1 à NF EN 13480-6 et NF EN 13480-8 est destiné à venir en appui des exigences essentielles de la Directive européenne 97/23/CE « Équipements sous pression ».

Descripteurs

Thésaurus International Technique : tuyauterie industrielle, tube métallique, tube en acier, canalisation de fluide, canalisation avec pression, conception, calcul, charge, dimension, composant, raccord de tuyauterie, raccord en coude, fond bombe, support de tuyauterie, acceptabilité, exigence.

Modifications

Par rapport aux documents remplacés, refonte en une nouvelle édition (voir Annexe Y).

Corrections

Par rapport au 1er tirage, intégration des corrections apportées aux pages 9, 10, 392 et 406.

Éditée et diffusée par l’Association Française de Normalisation (AFNOR) — 11, rue Francis de Pressensé — 93571 La Plaine Saint-Denis Cedex Tél. : + 33 (0)1 41 62 80 00 — Fax : + 33 (0)1 49 17 90 00 — www.afnor.org

© AFNOR

AFNOR 2012

2e tirage 2013-12-P

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NF EN 13480-3 V2:2012-10

Tuyauteries industrielles

UNM 706

Membres de la commission de normalisation Président : M PITROU Secrétariat :

M AMESLON – MME LECLER – UNM M M M M M M M M M M M MME M M MME M M MME MME

BONNEFOY BORE CHANTELAT CORDIER CRIGNOU DELSOL DENOIX DI RIENZO FALLOUEY FORTERRE GENTY GUÉRIN GUILLOU MALOUINES PETESCH PITROU REGER TRIAY VALLEE

SNCT CETIM EDF GRT GAZ BOIS COLOMBES AFNOR BNPé SCHLUMBERGER SNCT BNACIER FIVES NORDON BNPP UNM EDF AREVA NP CEA SACLAY SNCT EDF AREVA NP SNCT

Avant-propos national La version 1 de la nouvelle édition 2012 de la norme NF EN 13480 remplace l’édition 2002 par incorporation des amendements et des pages corrigées ayant fait l’objet des versions 2 à 17, sans autre modification technique complémentaire. La version 2 de cette édition 2012 incorpore les corrections identifiées depuis juin 2012 (voir annexe Y.2). Des amendements à cette nouvelle édition pourront être adoptés dans le futur ; ils seront publiés sous forme séparée avant d’être incorporés à la version suivante qu’il est prévu de publier tous les ans. Au plan français, AFNOR mettra à disposition ces divers documents sous la forme de versions, amendements et corrections identifiés comme suit : Type de document Version : texte complet de la norme, autoportant

Identification NF EN 13480-3 V1 NF EN 13480-3 V2 NF EN 13480-3 V3 …

Amendement : identification des modifications et/ou compléments techniques au texte de base

NF EN 13480-3 V2/A1

Correction : pages corrigées à substituer aux pages correspondantes de la version N pour produire la version N+1

NF EN 13480-3 V2/AC1

…

…

Ainsi, NF EN 13480-3 V2/AC1 donne les pages qui ont été corrigées dans la Version 1 pour produire la Version 2

Seront disponibles simultanément sur les sites AFNOR la version en vigueur, les pages corrigées par rapport à la version précédente, les amendements adoptés à une date postérieure à la version en vigueur. Tout document antérieur pourra être obtenu auprès d’AFNOR à l’adresse [email protected].

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NF EN 13480-3 V2:2012-10

EN 13480-3

NORME EUROPÉENNE EUROPÄISCHE NORM EUROPEAN STANDARD

Juin 2012

ICS 23.040.01

Remplace EN 13480-3:2002

Version Française

Tuyauteries industrielles métalliques - Partie 3: Conception et calcul Metallische industrielle Rohrleitungen - Teil 3: Konstruktion und Berechnung

Metallic industrial piping - Part 3: Design and calculation

La présente Norme européenne a été adoptée par le CEN le 8 mai 2012. Les membres du CEN sont tenus de se soumettre au Règlement Intérieur du CEN/CENELEC, qui définit les conditions dans lesquelles doit être attribué, sans modification, le statut de norme nationale à la Norme européenne. Les listes mises à jour et les références bibliographiques relatives à ces normes nationales peuvent être obtenues auprès du Centre de Gestion du CEN-CENELEC ou auprès des membres du CEN. La présente Norme européenne existe en trois versions officielles (allemand, anglais, français). Une version dans une autre langue faite par traduction sous la responsabilité d'un membre du CEN dans sa langue nationale et notifiée au Centre de Gestion du CEN-CENELEC, a le même statut que les versions officielles. Les membres du CEN sont les organismes nationaux de normalisation des pays suivants: Allemagne, Autriche, Belgique, Bulgarie, Chypre, Croatie, Danemark, Espagne, Estonie, Finlande, France, Grèce, Hongrie, Irlande, Islande, Italie, Lettonie, Lituanie, Luxembourg, Malte, Norvège, Pays-Bas, Pologne, Portugal, République Tchèque, Roumanie, Royaume-Uni, Slovaquie, Slovénie, Suède, Suisse et Turquie.

COMITÉ EUROPÉEN DE NORMALISATION EUROPÄISCHES KOMITEE FÜR NORMUNG EUROPEAN COMMITTEE FOR STANDARDIZATION

Management Centre: Avenue Marnix 17, B-1000 Bruxelles

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Réf. n° EN 13480-3:2012 F

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NF EN 13480-3 V2:2012-10

EN 13480-3:2012 (F) Version 2 (2013-08)

Sommaire Avant-propos............................................................................................................................................................... 9 1

Domaine d'application................................................................................................................................. 11

2

Références normatives ............................................................................................................................... 11

3 3.1 3.2

Termes, définitions, symboles et unités ................................................................................................... 12 Termes et définitions ................................................................................................................................... 12 Symboles et unités ...................................................................................................................................... 12

4 4.1 4.2 4.2.1 4.2.2 4.2.3 4.2.4 4.2.5 4.3 4.4 4.5 4.6

Critères de base pour la conception.......................................................................................................... 14 Généralités ................................................................................................................................................... 14 Chargements ................................................................................................................................................ 14 Généralités ................................................................................................................................................... 14 Combinaisons de charges .......................................................................................................................... 15 Charges à prendre en compte pour le dimensionnement ....................................................................... 15 Autres charges à prendre en compte ........................................................................................................ 16 Situations de calcul ..................................................................................................................................... 18 Epaisseur ...................................................................................................................................................... 20 Tolérances .................................................................................................................................................... 22 Coefficient de joint....................................................................................................................................... 22 Dimensionnement des composants de tuyauteries sous pression ....................................................... 22

5 5.1 5.2 5.2.1 5.2.2 5.2.3 5.2.4 5.2.5 5.3 5.3.1 5.3.2 5.3.3

Contraintes de calcul .................................................................................................................................. 23 Généralités ................................................................................................................................................... 23 Contrainte de calcul sans fluage du matériau .......................................................................................... 23 Aciers autres que les aciers austénitiques ............................................................................................... 23 Aciers austénitiques .................................................................................................................................... 23 Aciers alliés au nickel et/ou au chrome .................................................................................................... 24 Aciers moulés .............................................................................................................................................. 24 Exigences supplémentaires pour les aciers sans contrôle spécifique ................................................. 24 Contrainte de calcul avec fluage du matériau .......................................................................................... 25 Généralités ................................................................................................................................................... 25 Aciers ............................................................................................................................................................ 25 Aciers alliés au nickel et/ou au chrome .................................................................................................... 26

6 6.1 6.2 6.2.1 6.2.2 6.2.3 6.3 6.3.1 6.3.2 6.3.3 6.3.4 6.3.5 6.3.6 6.4 6.4.1 6.4.2 6.4.3 6.4.4 6.4.5 6.4.6 6.4.7

Dimensionnement des composants de tuyauterie soumis à une pression intérieure ......................... 26 Tuyaux droits ............................................................................................................................................... 26 Cintres et coudes ......................................................................................................................................... 27 Généralités ................................................................................................................................................... 27 Symboles ...................................................................................................................................................... 27 Epaisseurs de paroi requises ..................................................................................................................... 27 Coudes à sections ....................................................................................................................................... 29 Généralités ................................................................................................................................................... 29 Symboles ...................................................................................................................................................... 29 Rayon effectif d'un coude à sections ........................................................................................................ 30 Coudes à sections multiples ...................................................................................................................... 31 Coudes à un onglet...................................................................................................................................... 31 Eléments de tuyaux droits contigus des coudes à sections .................................................................. 31 Réductions ................................................................................................................................................... 31 Conditions d’application ............................................................................................................................. 31 Définitions spécifiques ............................................................................................................................... 32 Symboles spécifiques et abréviations ...................................................................................................... 32 Enveloppes coniques .................................................................................................................................. 33 Raccordements - généralités...................................................................................................................... 34 Raccordement à angle vif de la grande base d'un cône et d’un cylindre .............................................. 34 Raccordement de la grande base d'un cône et d’un cylindre par l’intermédiaire d’une partie torique ........................................................................................................................................................... 37

2

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NF EN 13480-3 V2:2012-10

EN 13480-3:2012 (F) Version 2 (2013-08) 6.4.8 6.4.9 6.4.10 6.5 6.5.1 6.5.2 6.5.3 6.6 6.6.1 6.6.2 6.6.3 6.6.4

Raccordement de la petite base d’un cône et d’un cylindre ................................................................... 38 Réductions à axes décalés ......................................................................................................................... 40 Réductions forgées spéciales .................................................................................................................... 40 Composants de tuyauteries flexibles ........................................................................................................ 41 Généralités ................................................................................................................................................... 41 Compensateurs de dilatation ..................................................................................................................... 41 Tuyaux flexibles métalliques ondulés ....................................................................................................... 42 Assemblages à brides boulonnées ........................................................................................................... 44 Généralités ................................................................................................................................................... 44 Symboles ...................................................................................................................................................... 44 Bride normalisée.......................................................................................................................................... 44 Bride non normalisée .................................................................................................................................. 45

7 7.1 7.1.1 7.1.2 7.1.3 7.1.4 7.1.5 7.2 7.2.1 7.2.2 7.2.3 7.2.4 7.2.5

Calcul des fonds soumis à une pression intérieure ................................................................................ 45 Fonds bombés ............................................................................................................................................. 45 Symboles ...................................................................................................................................................... 45 Fonds hémisphériques ............................................................................................................................... 46 Fonds torisphériques .................................................................................................................................. 46 Fonds elliptiques ......................................................................................................................................... 48 Calcul de  .................................................................................................................................................... 49 Fonds plats circulaires................................................................................................................................ 52 Généralités ................................................................................................................................................... 52 Symboles ...................................................................................................................................................... 52 Fonds plats non entretoisés soudés à des tuyaux/des enveloppes cylindriques................................ 54 Fonds plats circulaires boulonnés non entretoisés ................................................................................ 61 Renforcements des ouvertures dans les fonds plats non entretoisés .................................................. 67

8 8.1 8.2 8.3 8.3.1 8.3.2 8.3.3 8.3.4 8.3.5 8.3.6 8.3.7 8.3.8 8.3.9 8.3.10 8.4 8.4.1 8.4.2 8.4.3 8.4.4 8.5 8.5.1 8.5.2 8.6 8.6.1 8.6.2 8.6.3

Ouvertures et raccordements des tubulures ............................................................................................ 69 Généralités ................................................................................................................................................... 69 Symboles ...................................................................................................................................................... 70 Limitations .................................................................................................................................................... 71 Rapport des épaisseurs .............................................................................................................................. 71 Ouvertures au voisinage de discontinuités .............................................................................................. 72 Types de renforcement ............................................................................................................................... 74 Méthode de calcul........................................................................................................................................ 75 Ouvertures elliptiques et raccordements de tubulures obliques ........................................................... 75 Plaques de renfort ....................................................................................................................................... 77 Enveloppe et renforts constitués de matériaux différents ...................................................................... 77 Ouvertures extrudées.................................................................................................................................. 77 Tubulures raccordées à des cintres ou à des coudes............................................................................. 77 Tubulures vissées ....................................................................................................................................... 77 Ouvertures isolées ...................................................................................................................................... 78 Généralités ................................................................................................................................................... 78 Ouvertures non renforcées ........................................................................................................................ 81 Ouvertures renforcées pour lesquelles di/Di < 0,8.................................................................................. 81 Ouvertures isolées renforcées pour lesquelles 0,8 < d/D  1,0 .............................................................. 87 Ouvertures voisines .................................................................................................................................... 87 Ouvertures non renforcées ........................................................................................................................ 87 Ouvertures renforcées pour lesquelles d/D  0,8 ..................................................................................... 87 Calcul de composants de tuyauterie spéciaux ........................................................................................ 88 Pièces en Y cylindriques............................................................................................................................. 88 Pièces en Y sphériques............................................................................................................................... 88 Renforts « triform » ..................................................................................................................................... 90

9 9.1 9.2 9.2.1 9.2.2 9.3 9.3.1 9.3.2 9.3.3 9.3.4

Calcul des composants de tuyauterie soumis à une pression extérieure ............................................ 91 Généralités ................................................................................................................................................... 91 Symboles et limites de contraintes dans le domaine élastique ............................................................. 93 Symboles ...................................................................................................................................................... 93 Limites de contrainte dans le domaine élastique .................................................................................... 94 Tuyaux cylindriques, coudes et coudes à sections................................................................................. 94 Détermination des longueurs ..................................................................................................................... 94 Effondrement entre les raidisseurs ........................................................................................................... 96 Effondrement global des tuyaux comportant des raidisseurs ............................................................... 98 Déversement des raidisseurs ..................................................................................................................... 99 3

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NF EN 13480-3 V2:2012-10

EN 13480-3:2012 (F) Version 2 (2013-08) 9.3.5 9.4 9.5 9.5.1 9.5.2 9.5.3

Tunnels de réchauffage/refroidissement ................................................................................................ 102 Réductions (Enveloppes coniques) ......................................................................................................... 103 Fonds bombés ........................................................................................................................................... 104 Fonds hémisphériques ............................................................................................................................. 104 Fonds torisphériques ................................................................................................................................ 105 Fonds elliptiques ....................................................................................................................................... 105

10 10.1 10.2 10.3 10.3.1 10.3.2 10.4 10.4.1 10.4.2 10.5

Calculs dans le cas de chargements cycliques ..................................................................................... 106 Généralités ................................................................................................................................................. 106 Exemption d’analyse en fatigue détaillée ............................................................................................... 106 Conception en fatigue dans le cas d’une pression cyclique ................................................................ 107 Cycles à pleine charge équivalents ......................................................................................................... 107 Analyse en fatigue simplifiée ................................................................................................................... 107 Conception en fatigue dans le cas de gradients thermiques ............................................................... 121 Généralités ................................................................................................................................................. 121 Guide pour la conception ......................................................................................................................... 121 Conception en fatigue dans le cas de charges combinées .................................................................. 121

11 11.1 11.2 11.3 11.4 11.4.1 11.4.2 11.4.3 11.4.4 11.5 11.5.1 11.5.2 11.5.3 11.5.4 11.6 11.7 11.7.1 11.7.2 11.8

Attaches intégrales .................................................................................................................................... 122 Généralités ................................................................................................................................................. 122 Contraintes admissibles ........................................................................................................................... 122 Symboles .................................................................................................................................................... 123 Attaches circulaires creuses .................................................................................................................... 125 Limitations .................................................................................................................................................. 125 Calculs préliminaires ................................................................................................................................. 125 Analyse des attaches soudées sur le tuyau par une soudure à pleine pénétration........................... 127 Analyse des attaches soudées sur le tuyau par une soudure d'angle ou à pénétration partielle .... 128 Attaches rectangulaires ............................................................................................................................ 128 Limitations .................................................................................................................................................. 128 Calculs préliminaires ................................................................................................................................. 128 Analyse des attaches soudées sur le tuyau par une soudure à pleine pénétration........................... 130 Analyse des attaches soudées sur le tuyau par une soudure d'angle ou à pénétration partielle .... 130 Analyse des contraintes dans le tuyau ................................................................................................... 131 Analyse de la contrainte de cisaillement dans l'attache ....................................................................... 132 Attaches circulaires creuses .................................................................................................................... 132 Attaches rectangulaires ............................................................................................................................ 133 Autres méthodes de calcul ....................................................................................................................... 133

12 Analyse de flexibilité et critères d'acceptation ....................................................................................... 133 12.1 Conditions de base .................................................................................................................................... 133 12.1.1 Généralités ................................................................................................................................................. 133 12.1.2 Situations.................................................................................................................................................... 133 12.1.3 Contraintes admissibles ........................................................................................................................... 133 12.2 Flexibilité de la tuyauterie ......................................................................................................................... 135 12.2.1 Généralités ................................................................................................................................................. 135 12.2.2 Conditions de base .................................................................................................................................... 135 12.2.3 Déformations dues aux déplacements .................................................................................................... 136 12.2.4 Contraintes dues aux déplacements ....................................................................................................... 137 12.2.5 Etendue de variation des contraintes ...................................................................................................... 137 12.2.6 Mise en tension à froid .............................................................................................................................. 138 12.2.7 Caractéristiques pour l'analyse de flexibilité.......................................................................................... 138 12.2.8 Conditions de supportage ........................................................................................................................ 139 12.2.9 Compensateurs de dilatation ................................................................................................................... 140 12.2.10 Analyse de flexibilité ................................................................................................................................. 140 12.3 Analyse de flexibilité ................................................................................................................................. 142 12.3.1 Généralités ................................................................................................................................................. 142 12.3.2 Contrainte due aux charges permanentes .............................................................................................. 142 12.3.3 Contrainte due aux charges occasionnelles ou exceptionnelles ......................................................... 143 12.3.4 Etendue de variation de contrainte due à la dilatation thermique et aux charges variables ............ 144 12.3.5 Conditions supplémentaires pour le domaine du fluage ...................................................................... 145 12.3.6 Contrainte due à un mouvement d'ancrage unique non répété ........................................................... 145 12.3.7 Détermination des moments résultants .................................................................................................. 145 12.3.8 Réactions .................................................................................................................................................... 148 12.4 Analyse en fatigue ..................................................................................................................................... 148 12.5 Vibrations ................................................................................................................................................... 148 4

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NF EN 13480-3 V2:2012-10

EN 13480-3:2012 (F) Version 2 (2013-08) 13 13.1 13.1.1 13.1.2 13.1.3 13.1.4 13.1.5 13.2 13.3 13.3.1 13.3.2 13.3.3 13.3.4 13.3.5 13.3.6 13.4 13.4.1 13.4.2 13.5 13.5.1 13.5.2 13.5.3 13.5.4 13.5.5 13.5.6 13.6 13.7

Supports ..................................................................................................................................................... 148 Prescriptions générales ............................................................................................................................ 148 Généralités ................................................................................................................................................. 148 Classification des supports ...................................................................................................................... 149 Définitions complémentaires ................................................................................................................... 149 Limites ........................................................................................................................................................ 150 Attaches de supports soudées ................................................................................................................ 152 Exigences relatives aux matériaux .......................................................................................................... 154 Conception ................................................................................................................................................. 154 Généralités ................................................................................................................................................. 154 Températures de conception pour les composants des supports ...................................................... 155 Détails de conception................................................................................................................................ 157 Flambement ................................................................................................................................................ 158 Emplacement des supports ...................................................................................................................... 158 Détermination des dimensions des composants ................................................................................... 158 Assemblages .............................................................................................................................................. 159 Assemblages soudés ................................................................................................................................ 159 Assemblages boulonnés .......................................................................................................................... 160 Exigences relatives à la conception pour les composants particuliers .............................................. 160 Pendards et supports à réaction constante............................................................................................ 160 Pendards et supports à réaction variable ............................................................................................... 161 Tirants rigides ............................................................................................................................................ 162 Absorbeurs de chocs (amortisseur de chocs, butée dynamique) ....................................................... 163 Supports glissants .................................................................................................................................... 164 Ancrages .................................................................................................................................................... 164 Documentation relative aux supports ..................................................................................................... 164 Marquage des supports ............................................................................................................................ 164

Annexe A (informative) Analyse dynamique ....................................................................................................... 165 A.1 Généralités ................................................................................................................................................. 165 A.2 Analyse par calcul ..................................................................................................................................... 165 A.2.1 Evénements sismiques ............................................................................................................................. 165 A.2.2 Fermeture rapide d'une vanne ................................................................................................................. 169 A.2.3 Vibration engendrée par l'écoulement .................................................................................................... 172 A.2.4 Décharge d'une soupape de sûreté ......................................................................................................... 174 A.2.5 Contraintes admissibles ........................................................................................................................... 176 A.3 Autres moyens de vérification de la conception .................................................................................... 176 A.3.1 Etudes comparatives................................................................................................................................. 176 A.3.2 Essai en vraie grandeur ............................................................................................................................ 177 A.3.3 Essai sur modèle réduit ............................................................................................................................ 177 Annexe B (normative) Calcul plus précis des cintres et des coudes ................................................................ 178 B.1 Généralités ................................................................................................................................................. 178 B.2 Symboles et unités .................................................................................................................................... 178 B.3 Épaisseur de paroi requise ....................................................................................................................... 179 B.4 Calculs ........................................................................................................................................................ 180 B.4.1 Calcul de l'épaisseur de paroi .................................................................................................................. 180 B.4.2 Calcul des contraintes .............................................................................................................................. 182 Annexe C (informative) Compensateurs de dilatation ....................................................................................... 186 C.1 Installation de compensateurs de dilatation dans des réseaux de tuyauteries.................................. 186 C.1.1 Généralités ................................................................................................................................................. 186 C.1.2 Types de compensateurs.......................................................................................................................... 186 C.1.3 Conception des compensateurs .............................................................................................................. 187 C.1.4 Conception avec compensateurs ............................................................................................................ 188 C.1.5 Analyse et calcul ........................................................................................................................................ 189 C.1.6 Mise en tension à froid .............................................................................................................................. 190 C.2 Espacement maximums dans le cas de lignes rectilignes comportant des compensateurs de dilatation axiaux non munis d’éléments reprenant l’effet de fond ....................................................... 190 C.2.1 Généralités ................................................................................................................................................. 190 C.2.2 Règles de calcul......................................................................................................................................... 190 C.2.3 Espacement maximum pour des conditions définies ........................................................................... 192 C.3 Indications pour la conception des compensateurs de dilatation ....................................................... 193 C.3.1 Généralités ................................................................................................................................................. 193 5

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EN 13480-3:2012 (F) Version 2 (2013-08) C.3.2 C.3.3 C.3.4

Données de conception, Symboles ......................................................................................................... 194 Conception et calcul .................................................................................................................................. 195 Informations à fournir à l’analyste du réseau ......................................................................................... 197

Annexe D (normative) Brides ............................................................................................................................... 198 D.1 Objet ............................................................................................................................................................ 198 D.2 Définitions et termes spécifiques ............................................................................................................ 198 D.3 Symboles et abréviations spécifiques .................................................................................................... 199 D.4 Généralités ................................................................................................................................................. 200 D.4.1 Introduction ................................................................................................................................................ 200 D.4.2 Emploi de brides normalisées sans calcul ............................................................................................. 201 D.4.3 Boulonnerie ................................................................................................................................................ 201 D.4.4 Assemblages de brides ............................................................................................................................. 203 D.4.5 Usinage ....................................................................................................................................................... 203 D.4.6 Joints .......................................................................................................................................................... 203 D.5 Brides avec joint intérieur au cercle de perçage des trous de boulons .............................................. 204 D.5.1 Généralités ................................................................................................................................................. 204 D.5.2 Efforts de serrage des boulons et sections des boulons...................................................................... 207 D.5.3 Moments dans la bride .............................................................................................................................. 208 D.5.4 Contraintes dans les brides et limites des contraintes ......................................................................... 209 D.5.5 Brides avec joint intérieur au cercle de perçage des trous de boulons, soumises à une pression extérieure .................................................................................................................................... 215 D.5.6 Assemblages par bride tournante sur collet .......................................................................................... 215 D.5.7 Brides à segments démontables.............................................................................................................. 218 D.6 Brides avec joint portant de part et d'autre du cercle de perçage des trous de boulons, avec joints doux annulaire ................................................................................................................................. 219 D.6.1 Symboles et abréviations spécifiques .................................................................................................... 220 D.6.2 Efforts de serrage des boulons et sections des boulons...................................................................... 220 D.6.3 Calcul du plateau ....................................................................................................................................... 221 D.6.4 Brides avec joint portant de part et d'autre du cercle de perçage des trous de boulons, soumises à une pression extérieure........................................................................................................ 222 D.7 Brides à lèvres soudées............................................................................................................................ 222 D.8 Brides inversées avec joint intérieur au cercle de perçage des trous de goujons ............................ 223 D.8.1 Pression intérieure .................................................................................................................................... 223 D.8.2 Pression extérieure ................................................................................................................................... 225 D.9 Brides inversées avec joint portant de part et d'autre du cercle de perçage des trous de goujons ....................................................................................................................................................... 225 D.9.1 Généralités ................................................................................................................................................. 225 D.9.2 Calcul suivant la méthode développée en D.5........................................................................................ 225 D.9.3 Calcul suivant la méthode décrite en D.6 ................................................................................................ 227 D.10 Brides à portée métal-métal de part et d'autre du cercle de perçage des trous de boulons ............. 229 D.10.1 Généralités ................................................................................................................................................. 229 D.10.2 Symboles et abréviations spécifiques .................................................................................................... 229 D.10.3 Calcul .......................................................................................................................................................... 230 Annexe E (normative) Conception des raccordements de tubulures aux accessoires de tuyauteries ........ 232 E.1 Domaine d’application .............................................................................................................................. 232 E.1.1 Généralités ................................................................................................................................................. 232 E.2 Renforcement ............................................................................................................................................. 234 E.2.1 Angles et aires ........................................................................................................................................... 234 E.2.2 La condition suivante doit être satisfaite: ............................................................................................... 234 E.3 Analyse de flexibilité ................................................................................................................................. 236 Annexe F (informative) Contrôles pendant l'exploitation dans le cas de chargements cycliques................ 237 F.1 Contrôles pendant l'exploitation .............................................................................................................. 237 F.2 Mesures à prendre lorsque la durée de vie calculée a été atteinte ...................................................... 237 Annexe G (informative) Propriétés physiques des aciers.................................................................................. 238 G.1 Généralités ................................................................................................................................................. 238 G.2 Propriétés physiques ................................................................................................................................ 238 G.2.1 Masse volumique ....................................................................................................................................... 238 G.2.2 Coefficient de dilatation thermique linéaire différentiel ........................................................................ 239 G.2.3 Capacité calorifique ................................................................................................................................... 239 G.2.4 Coefficient de diffusion thermique .......................................................................................................... 239 G.2.5 Coefficient de Poisson .............................................................................................................................. 239 6

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EN 13480-3:2012 (F) Version 2 (2013-08) G.3

Propriétés physiques des aciers ............................................................................................................. 239

Annexe H (normative) Caractéristiques de flexibilité, coefficients de flexibilité et d'intensification de contrainte et module d'inertie des composants de tuyauteries et discontinuités géométriques ..... 245 Annexe I (informative) Essais de production des supports à ressorts et des absorbeurs de chocs (amortisseur de chocs) ............................................................................................................................. 255 I.1 Supports à réaction constante ................................................................................................................. 255 I.2 Supports à ressorts à réaction variable .................................................................................................. 255 I.3 Absorbeurs de chocs ................................................................................................................................ 255 Annexe J (normative) Essais de types sur les composants de supports........................................................ 260 Annexe K (informative) Fixations des supports aux structures........................................................................ 261 K.1 Fixation des supports à des structures en béton .................................................................................. 261 K.2 Fixations sur charpentes métalliques ..................................................................................................... 262 K.2.1 Boulons ordinaires .................................................................................................................................... 262 K.2.2 Boulons d’ancrage à friction .................................................................................................................... 262 K.2.3 Soudage ...................................................................................................................................................... 262 Annexe L (informative) Stabilité des supports de type linéaire ........................................................................ 263 L.1 Généralités ................................................................................................................................................. 263 L.2 Symboles .................................................................................................................................................... 263 L.3 Formules de base ...................................................................................................................................... 264 L.4 Contrainte admissible de compression .................................................................................................. 264 L.5 Longueur de flambement .......................................................................................................................... 265 Annexe M (informative) Guide de conception pour les composants structuraux........................................... 267 M.1 Composants de type linéaire soumis à flexion ...................................................................................... 267 M.1.1 Généralités ................................................................................................................................................. 267 M.1.2 Vérifications complémentaires pour les supports de type linéaire ..................................................... 267 M.2 Stabilité des supports de type plaque ..................................................................................................... 269 M.3 Platines d'ancrage ou éléments assimilables ........................................................................................ 269 M.3.1 Généralités ................................................................................................................................................. 269 M.3.2 Dimensionnement d'une platine d'ancrage simple ................................................................................ 269 M.3.3 Platines avec goussets raidisseurs ......................................................................................................... 270 M.3.4 Calculs des efforts pour les ancrages fixés dans le béton ................................................................... 270 Annexe N (normative) Documentation relatives aux supports ......................................................................... 271 Annexe O (normative) Méthode alternative pour la vérification des raccordements de tubulures ............... 273 O.1 Domaine d’application .............................................................................................................................. 273 O.2 Symboles .................................................................................................................................................... 273 O.3 Conception et vérification du raccordement de tubulure ..................................................................... 275 O.3.1 Valeur limite pour la charge due à la pression, uniquement pour les tuyaux droits sans ouverture .................................................................................................................................................... 275 O.3.2 Détermination des épaisseurs minimales pour le seul chargement de pression .............................. 276 O.3.3 Vérification des épaisseurs sélectionnées pour la combinaison du chargement de pression et des chargements dus à des charges extérieures .................................................................................. 276 Annexe P (informative) Assemblages à brides boulonnés – Application de l’EN 1591 ................................... 327 P.1 Introduction ................................................................................................................................................ 327 P.2 Domaine d’application .............................................................................................................................. 328 P.2.1 Généralités ................................................................................................................................................. 328 P.2.2 Matériaux .................................................................................................................................................... 328 P.2.3 Chargements .............................................................................................................................................. 328 P.2.4 Hypothèses ................................................................................................................................................ 328 P.3 Application de l’EN 1591 ........................................................................................................................... 329 P.3.1 Calculs ........................................................................................................................................................ 329 P.3.2 Coefficients de joint .................................................................................................................................. 329 P.3.3 Serrage........................................................................................................................................................ 330 Annexe Q (informative) Analyse de contrainte simplifiée dans les tuyauteries ............................................... 389 Q.1 Généralités ................................................................................................................................................. 389 Q.2 Procédure simplifiée ................................................................................................................................. 389 7

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EN 13480-3:2012 (F) Version 2 (2013-08) Q.2.1 Q.2.2 Q.2.3 Q.3 Q.4 Q.5 Q.6 Q.6.1 Q.7 Q.7.1 Q.7.2 Q.8 Q.8.1 Q.9 Q.9.1 Q.9.2 Q.9.3

Généralités ................................................................................................................................................. 389 Spécification de l’espacement admissible entre supports ................................................................... 389 Vérification de la flexibilité ....................................................................................................................... 389 Notes explicatives du Tableau Q.1........................................................................................................... 391 Symboles .................................................................................................................................................... 393 Indices fL ..................................................................................................................................................... 393 Notes explicatives relatives à Q.2.2 ......................................................................................................... 394 Définition de l’espacement admissible entre support ........................................................................... 394 Conversion des longueurs admissibles .................................................................................................. 395 Autres conditions de supportage ............................................................................................................ 395 Autres paramètres ..................................................................................................................................... 395 Charges ponctuelles additionnelles ........................................................................................................ 396 Généralités ................................................................................................................................................. 396 Notes explicatives relatives à la Figure Q.2 ............................................................................................ 399 Généralités ................................................................................................................................................. 399 Longueur requise du tronçon de tuyau L1 pour f1, déterminée à partir du diagramme ..................... 401 Longueur requise du tronçon de tuyau L2 pour f2 , déterminée à partir du diagramme .................... 401

Annex Y (informative) Historique de l'EN 13480-3 ............................................................................................... 406 Annexe ZA (informative) Relation entre la présente Norme Européenne et les exigences essentielles de la Directive UE 97/23/CE ...................................................................................................................... 407 Bibliographie ........................................................................................................................................................... 408

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EN 13480-3:2012 (F) Version 2 (2013-08)

Avant-propos Le présent document (EN 13480-3:2012) a été élaboré par le Comité Technique CEN/TC 267 “Tuyauterie industrielles”, dont le secrétariat est tenu par AFNOR. Cette Norme européenne devra recevoir le statut de norme nationale, soit par publication d'un texte identique, soit par entérinement, au plus tard en Décembre 2012, et toutes les normes nationales en contradiction devront être retirées au plus tard en Décembre 2012. L'attention est appelée sur le fait que certains des éléments du présent document peuvent faire l'objet de droits de propriété intellectuelle ou de droits analogues. Le CEN et/ou le CENELEC ne saurait [sauraient] être tenu[s] pour responsable[s] de ne pas avoir identifié de tels droits de propriété et averti de leur existence Le présent document a été élaboré dans le cadre d'un mandat donné au CEN par la Commission Européenne et l'Association Européenne de Libre Echange et vient à l'appui des exigences essentielles de la (de) Directive(s) UE. Pour la relation avec la (les) Directive(s) UE, voir l'Annexe ZA, informative, qui fait partie intégrante du présent document. Dans la présente norme, l’Annexe A est informative. Cette Norme européenne EN 13480 relative aux tuyauteries industrielles métalliques comprend huit parties interdépendantes et non dissociables qui sont :

 Partie 1: Généralités ;  Partie 2: Matériaux ;  Partie 3: Conception et calcul ;  Partie 4: Fabrication et installation ;  Partie 5: Inspection et contrôle ;  Partie 6: Exigences complémentaires relatives aux tuyauteries enterrées ;  CEN/TR 13480-7, Guide pour l'utilisation des procédures d'évaluation de la conformité ;

 Partie 8: Exigences complémentaires relatives aux tuyauteries en aluminium et alliages d'aluminium. Bien que ces différentes parties puissent être obtenues séparément, il convient de noter qu’elles sont interdépendantes. Ainsi, la fabrication de tuyauteries industrielles métalliques requière l’application de toutes les parties appropriées pour correctement remplir les exigences de cette norme. La mise à jour de cette Norme européenne est assurée par un groupe de Maintenance MHD en charge uniquement des corrections et des interprétations concernant l'EN 13480. Le lien Internet pour soumettre les questions est disponible à l'adresse suivante http://www.unm.fr ([email protected]). Un formulaire peut être téléchargé à partir du site du MHD. Dès que les experts se sont mis d'accord sur une réponse, celle-ci est communiquée au demandeur. Les pages corrigées, identifiées par un nouveau numéro de version, sont émises par le CEN conformément aux règles du CEN. Les interprétations sont publiées sur le site web du MHD.

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EN 13480-3:2012 (F) Version 2 (2013-08) Ce document remplace l’EN 13480-3:2002+A1:2005+A2:2006+A3:2009+A4:2010+A5:2012. Cette nouvelle édition incorpore les Amendements/Corrigenda acceptés depuis par le CEN, et les pages corrigées jusqu’à la version 17, sans autre modification technique complémentaire. L’Annexe Y fournit des informations sur les évolutions techniques majeures entre cette Norme européenne et la précédente édition. Des Amendements à cette nouvelle édition pourront être adoptés dans le futur et utilisés immédiatement comme alternatives aux règles décrites ici. Il est prévu de publier tous les ans une nouvelle version de l’EN 13480:2012, qui consolidera ces Amendements et inclura les autres corrections identifiées. La version 2 (2013-08) inclut les pages corrigées identifiées à l'Annexe Y. Selon le Règlement Intérieur du CEN/CENELEC, les instituts de normalisation nationaux des pays suivants sont tenus de mettre cette Norme européenne en application : Allemagne, Ancienne République yougoslave de Macédoine, Autriche, Belgique, Bulgarie, Chypre, Croatie, Danemark, Espagne, Estonie, Finlande, France, Grèce, Hongrie, Irlande, Islande, Italie, Lettonie, Lituanie, Luxembourg, Malte, Norvège, Pays-Bas, Pologne, Portugal, République tchèque, Roumanie, Royaume-Uni, Slovaquie, Slovénie, Suède, Suisse et Turquie.

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EN 13480-3:2012 (F) Version 2 (2013-08)

1

Domaine d'application

La présente norme Européenne spécifie la conception et le calcul des réseaux de tuyauteries industrielles métalliques, supports inclus, couverts par l’EN 13480-1.

2

Références normatives

Les documents de référence suivants sont indispensables pour l'application du présent document. Pour les références datées, seule l'édition citée s'applique. Pour les références non datées, la dernière édition du document de référence s'applique (y compris les éventuels amendements). EN 287-1:2004+A2:2006, Epreuve de qualification des soudeurs — Soudage par fusion — Partie 1 : Aciers EN 1515-2:2001, Brides et leurs assemblages — Boulonnerie — Partie 2 : Combinaisons des matériaux de brides et de boulonnerie pour brides en acier désignées par le PN EN 1515-3:2005, Brides et leurs assemblages — Boulonnerie — Partie 3 : Classification de matériaux de boulonnerie pour brides en acier, désignées Class EN 1515-4:2010, Brides et leurs assemblages — Boulonnerie — Partie 4 : Sélection de la boulonnerie pour équipements relevant de la Directive Équipements sous pression 97/23/CE EN 1591-1:2001+A1:2009+AC:2011, Brides et leurs assemblages — Règles de calcul des assemblages à brides circulaires avec joint — Partie 1: Méthode de calcul EN 1591-2:2008, Brides et leurs assemblages — Règles de calcul des assemblages à brides circulaires avec joint — Partie 2 : Paramètres de joint EN 1993 (série), Eurocode 3 — Conception des structures en acier EN 10204:2004, Matériaux métalliques — Types de documents de contrôle EN 12953-3:2002, Chaudière à tubes d'eau — Partie 3 : Conception et calcul des parties sous pression de la chaudière EN 13445-3:2009, Récipients sous pression non soumis à la flamme — Partie 3 : Conception et calcul EN 13480-1:2012, Tuyauteries industrielles métalliques — Partie 1: Généralités EN 13480-2:2012, Tuyauteries industrielles métalliques — Partie 2: Matériaux EN 13480-4:2012, Tuyauteries industrielles métalliques — Partie 4: Fabrication et installation EN 13480-5:2012, Tuyauteries industrielles métalliques — Partie 5: Inspection et contrôle EN ISO 15614-1:2004, Descriptif et qualification d'un mode opératoire de soudage pour les matériaux métalliques — Épreuve de qualification d'un mode opératoire de soudage — Partie 1 : Soudage à l'arc et aux gaz des aciers et soudage à l'arc des nickels et alliages de nickel (ISO 15614-1:2004) EN ISO 5817:2007, Soudage - Assemblages en acier, nickel, titane et leurs alliages soudés par fusion (soudage par faisceau exclu) - Niveaux de qualité par rapport aux défauts (ISO 5817:2003, version corrigée 2005, Corrigendum 1:2006)

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EN 13480-3:2012 (F) Version 2 (2013-08)

3

Termes, définitions, symboles et unités

3.1 Termes et définitions Pour les besoins de la présente Norme européenne, les termes et définitions donnés dans EN 13480-1 s'appliquent.

3.2 Symboles et unités Pour les besoins de la présente norme européenne, les symboles et unités donnés dans EN 13480-1 et dans le Tableau 3.2-1 s’appliquent. Les symboles spécifiques sont définis dans les paragraphes concernés.

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EN 13480-3:2012 (F) Version 2 (2013-08) Tableau 3.2-1 — Symboles généraux et unités Symbole PS

a

R, r

b

Description

Unités

pression maximale admissible

bar

rayons

mm

ReH t

valeur minimale spécifiée de la limite supérieure d'écoulement à la température de calcul MPa (N/mm²) lorsque cette température est supérieure à la température ambiante

S1

valeur moyenne de la contrainte qui conduit à un allongement par fluage de 1 % après MPa (N/mm²) 100 000 heures

S2

valeur moyenne de la contrainte qui conduit à un allongement par fluage de 1 % après MPa (N/mm²) 200 000 heures

SR T t

valeur moyenne de la contrainte de rupture par fluage indiquée par les normes, pour le MPa (N/mm²) matériau considéré à la température considérée, t, et pour la durée de vie considérée T (en heures) la bande de dispersion des résultats ne devant pas s'écarter de plus de 20 % de la valeur moyenne.

TS

température admissible maximale

°C

Z

module d’inertie pour un tuyau

mm3

c0

surépaisseur de corrosion ou d'érosion (voir Figure 4.3-1)

mm

c1

valeur absolue de la tolérance négative prise dans les normes de matériaux (voir Figure mm 4.3-1)

c2

surépaisseur correspondant à l’amincissement possible lors de la fabrication (voir Figure mm 4.3-1)

ea

épaisseur utile d'un composant, utilisée pour la vérification de la résistance (voir Figure mm 4.3-1)

en

épaisseur nominale apparaissant sur les dessins (voir Figure 4.3-1)

mm

eord

épaisseur de commande (voir Figure 4.3-1)

mm

er

épaisseur 4.3-1)

f

contrainte de calcul (voir Article 5)

MPa (N/mm²)

fCR

contrainte de calcul dans le domaine du fluage

MPa (N/mm²)

ff

Contrainte de calcul pour l'analyse de flexibilité

MPa (N/mm²)

pc

pression de calcul (voir 4.2.3.4)

MPa (N/mm²)

po

pression de service (voir 4.2.3.1)

MPa (N/mm²)

to

température de service (voir 4.2.3.2)

°C

tc

température de calcul (voir 4.2.3.5)

°C

z

coefficient de joint (voir 4.5)

-



épaisseur additionnelle résultant du choix de l'épaisseur de commande (voir Figure 4.3-1)

mm

minimale

requise,

surépaisseurs

et

tolérances

a

Toutes les pressions utilisées dans les calculs sont en MPa (N/mm²) et PS est en bar.

b

Les indices suivant s’appliquent :

i

intérieur

m

moyen

o

extérieur

incluses

(voir

Figure mm

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4

Critères de base pour la conception

4.1 Généralités Les règles de calcul du présent document doivent s'appliquer pour les situations de service et d'essai, ainsi que pour les situations de préréglage, de mise en tension à froid, de lavage et de nettoyage. Le domaine d'application de chacune des règles de calcul est limité pour chaque cas, par les caractéristiques géométriques devant à prendre en compte pour chaque composant, les chargements, les modes de défaillance et les caractéristiques des matériaux. NOTE Lorsque la présente norme européenne n'indique pas de règle de calcul, il est de la responsabilité du concepteur d'utiliser des règles de calcul largement reconnues ou des méthodes expérimentales pour justifier les dimensions et les épaisseurs retenues.

Des méthodes de calcul en élasticité doivent être utilisées dans cette Partie, bien que certains composants puissent présenter un comportement plastique. Si des techniques de mise en forme et d'assemblage spécifiques à l'industrie des récipients sous pression sont utilisées pour les tuyaux de grand diamètre, les règles applicables à ces techniques sont les règles relatives à la conception d’enveloppes de récipients sous pression. En ce qui concerne la stabilité générale, les exigences de la série des EN 13480 restent applicables si la structure, dans son ensemble, se comporte conformément à la théorie des poutres. Pour les tuyauteries temporaires, par exemple des systèmes de lavage, nettoyage et de purge, la contrainte nominale de calcul pour les situations de calcul doit être utilisée.

4.2 Chargements 4.2.1

Généralités

Tout réseau de tuyauteries est soumis à un certain nombre de chargements pendant sa durée de vie. Ces chargements peuvent être dus à l'une ou à une combinaison des charges suivantes :  pression intérieure et/ou extérieure ;  température ;  poids de la tuyauterie et de son contenu ;  charges climatiques  effets dynamiques du fluide ;  mouvements du sol et des bâtiments ;  vibrations ;  séisme. NOTE 1

Cette liste n’est pas exhaustive.

NOTE 2

Des précisions concernant ces charges sont données en 4.2.3 et 4.2.4.

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EN 13480-3:2012 (F) Version 2 (2013-08) 4.2.2

Combinaisons de charges

Les charges et leurs possibles combinaisons, telles que définies en 4.2.5.1 à 4.2.5.4, doivent être prises en compte au stade de la conception du réseau de tuyauteries et de ses supports. Certaines combinaisons peu probables peuvent être exclues après une étude prenant en compte à la fois la probabilité de leur occurrence, la défaillance des enceintes de confinement du fluide et les conséquences sur la santé et la sécurité. Lorsqu'un réseau de tuyauteries est soumis à plus d'un couple pression/température, la plus grande des épaisseurs calculées à partir des différents couples doit être utilisée. 4.2.3 4.2.3.1

Charges à prendre en compte pour le dimensionnement Pression de service

La pression de service, po, doit se situer en dessous des pressions admissibles maximales, PS, spécifié pour le réseau de tuyauteries. 4.2.3.2

Température de service

La température de service, to, doit se situer en dessous des températures admissibles maximales, TS, spécifié pour le réseau de tuyauteries. 4.2.3.3

Couples

Le couple (po, to) à considérer pour le dimensionnement des éléments d'un réseau de tuyauterie doit correspondre aux conditions les plus sévères de pression et de température régnant simultanément de façon prolongée dans le tronçon de tuyauterie en question. Ainsi, pour le calcul de l'épaisseur d'un composant, les conditions simultanées de pression et de température à prendre en compte sont les conditions qui aboutissent à l'épaisseur la plus grande. Pour tous les éléments d'un réseau de tuyauterie, il est facile de déterminer une pression maximale admissible, en fonction : a)

d'un matériau spécifié (propriétés mécaniques),

b)

d'une température donnée,

et en prenant en compte les coefficients de sécurité applicables. Des variations temporaires, causées par exemple par une surpression ou le fonctionnement d'une valve de régulation (soupape de sûreté), ne doivent pas être prises en compte si les contraintes calculées résultant de ces variations ne dépassent pas la contrainte admissible de plus de 10 % pendant une durée inférieure à 10 % de toute période de service de 24 h.

4.2.3.4

Pression de calcul

Pour toutes les conditions de température et de pression (po, to) spécifiées en 4.2.3.3, les pressions de calcul pc doivent être déterminées. La pression de calcul pc ne doit pas être inférieure à la pression de service associée, po, en prenant en compte les

réglages des dispositifs de sécurité. Les conditions (po, to) pour lesquelles on obtient la plus grande épaisseur de paroi doivent être étudiées en prenant en compte les conditions minimales suivantes : 1)

pc = po= PS avec la température tc correspondante telle que définie en 4.2.3.5 ;

2)

tc telle que définie en 4.2.3.5 pour to = TS avec la pression pc= po correspondante.

NOTE

S'il existe une condition pour laquelle po = PS et to =TS, le calcul ne doit être effectué que pour cette condition.

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NF EN 13480-3 V2:2012-10

EN 13480-3:2012 (F) Version 2 (2013-08) Lorsque la température de calcul tc est telle que ce sont les caractéristiques de résistance à la rupture par fluage qui prévalent dans la détermination de la contrainte nominale de calcul, la pression de calcul doit être considérée comme égale à la pression de service (po) qui est associée à la température correspondante (to). 4.2.3.5

Température de calcul

La température de calcul, tc, est la température maximale susceptible d'être atteinte à mi-épaisseur de la paroi de la tuyauterie, dans les situations normales de service, à la pression de calcul pc. La température de calcul doit être déterminée comme indiqué ci-dessous. Tout calcul de transfert de chaleur doit être réalisé dans l’hypothèse qu’il n’y a pas de perte de chaleur due au vent. c) Pour les composants de tuyauteries non calorifugés extérieurement ni chemisés intérieurement, la température de calcul doit être la suivante : 1)

Pour des températures de fluide inférieures à 40 °C, la température de calcul du composant doit être prise égale à la température du fluide.

2)

Pour des températures de fluide égales et supérieures à 40 °C, sauf si une température moyenne inférieure de la paroi a été déterminée par essai ou par calcul de transfert de chaleur, la température de calcul pour les composants non calorifugés ne doit pas être inférieure aux valeurs données ci-après, sans toutefois être inférieure à 40°C : i)

95 % de la température du fluide pour les appareils de robinetterie, tuyaux, fonds, raccords soudés et autres composants ayant une épaisseur de paroi comparable à celle du tuyau ;

ii)

90 % de la température du fluide pour les brides (à l'exception des brides tournantes sur collet) y compris les brides des accessoires et celles de la robinetterie ;

iii) 85 % de la température du fluide pour les brides tournantes sur collet; iv) 80 % de la température du fluide pour la boulonnerie. d) Pour les composants de tuyauteries calorifugés extérieurement, la température de calcul du composant doit être celle du fluide à moins que des calculs, des essais ou l'expérience en service basée sur des mesures ne permettent de justifier l'utilisation d'une autre température. Lorsqu'une tuyauterie est chauffée ou refroidie par l'intermédiaire d'un traceur ou par chemisage, cet effet doit être pris en considération lors de la détermination des températures de calcul des composants. e) Pour les composants de tuyauteries chemisés, la température de calcul du composant doit être spécifiée ou doit être déterminée à partir de calculs de transfert thermique ou à partir d'essais prenant en compte la température du fluide et les caractéristiques du chemisage. NOTE

f)

Le chemisage peut être utilisé comme calorifuge.

Lorsque l’épaisseur calculée est déterminée à partir des caractéristiques de résistance dans le domaine du fluage, la pression de service (po) et la température de service (to) peuvent dépasser temporairement les valeurs utilisées pour ce calcul, voir 4.2.5.2.1 et 12.3.3.

4.2.4 4.2.4.1

Autres charges à prendre en compte Poids de la tuyauterie et de son contenu

Les charges de gravité agissant sur le réseau de tuyauteries doivent être prises en compte lors de la conception et comprennent:  la masse de la tuyauterie, des raccords, des appareils de robinetterie et du calorifuge ;

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NF EN 13480-3 V2:2012-10

EN 13480-3:2012 (F) Version 2 (2013-08)  la masse du fluide transporté, ou  la masse du fluide utilisé pour les essais. 4.2.4.2

Charges climatiques

Lorsque le réseau de tuyauteries est exposé à des charges climatiques, ces dernières doivent être prises en compte. Les charges maximales doivent être déterminées en fonction des conditions climatiques réelles du site et des conditions d'exposition du réseau de tuyauteries. 4.2.4.3

Effets dynamiques du fluide

Le réseau de tuyauteries doit être conçu de telle manière que les effets dynamiques accidentels dus au fluide soient évités. Lorsque de tels effets ne peuvent être évités, ils doivent être pris en compte. Lorsque ces effets résultent d'une conséquence directe de l’exploitation ou de l'utilisation de matériel fourni par l'acheteur ils doivent être définis quantitativement dans la spécification d'achat. Les réactions des soupapes de sûreté pendant leur fonctionnement doivent être prises en compte. Si ces soupapes ne sont pas fournies par l’installateur de la tuyauterie, l'acheteur doit définir les réactions et leurs directions. Pour l'évaluation des effets dynamiques du fluide, voir l'Annexe A. 4.2.4.4

Mouvements du sol et des bâtiments

Lorsque de tels mouvements (mouvements du sol, tassements différentiels des bâtiments) risquent de se produire pendant la durée de vie du réseau de tuyauteries, les valeurs à prendre en compte pour la conception doivent être indiquées dans la spécification d'achat. 4.2.4.5

Vibrations

Le réseau de tuyauteries doit être conçu et supporté de telle manière que les effets excessifs et nuisibles des vibrations pouvant être engendrées par des sources telles que les chocs, les pulsations de pression, la résonance dans les compresseurs et les charges dues au vent, soient éliminés. Si des vibrations risquent d’apparaître en service, le tracé de la tuyauterie doit être étudié et des supports, des amortisseurs, des butées, des ancrages etc. doivent être prévus conformément à l’Article 13 pour éliminer ces effets. Si ces études s’avèrent insuffisantes, il est nécessaire d’effectuer une analyse de vibrations spécifique pour s’assurer que le réseau de tuyauterie n'est pas soumis à une surcharge. NOTE

Un justificatif d'étude écrit de l’analyse de vibrations n'est pas obligatoire.

4.2.4.6

Séisme

Si cela est exigé dans une spécification, le réseau de tuyauteries doit être conçu pour résister aux charges sismiques. La spécification doit donner des précisions concernant les caractéristiques du séisme à prendre en compte. NOTE

Des indications pour l'évaluation des effets du séisme sont données dans l'Annexe A.

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NF EN 13480-3 V2:2012-10

EN 13480-3:2012 (F) Version 2 (2013-08) 4.2.5

Situations de calcul

4.2.5.1

Situations normales de service

Les situations normales de service sont les situations rencontrées en marche continue à puissance constante et lors de conditions de fonctionnement transitoires correspondant aux processus normaux de fonctionnement. Les situations à pleine charge, à charge partielle et d'arrêt doivent être examinées en même temps que les conditions de démarrage, de commutation et d'arrêt associées. Pour le calcul relatif aux situations normales de service, tout ce qui suit doit être examiné :  pression intérieure et/ou extérieure, y compris la pression hydrostatique, le cas échéant ;  poids de la tuyauterie, y compris des structures internes et des équipements raccordés ;  poids du calorifuge ;  poids du fluide ;  dilatation thermique ;  conditions de supportage ;  réaction des supports à réaction constante et à ressorts ;  déplacements et aux rotations des points d'ancrage, des supports et des équipements raccordés ;  mise en tension à froid ;  tassement des bâtiments. 4.2.5.2 4.2.5.2.1

Situations de service occasionnelles Chargements généraux

Les situations de service occasionnelles correspondent aux incidents courants de fonctionnement, par exemple les effets des réactions dus au fonctionnement des dispositifs de sécurité et de décharge, du rejet d'une charge de turbine, de la défaillance de la pompe, de l’ouverture et de la fermeture des robinets d’arrêt. Pour le calcul relatif aux situations de service occasionnelles, en plus des chargements normaux définis en 4.2.5.1, tout ce qui suit doit être examiné :  fonctionnement des soupapes de sécurité ;  forces dynamiques dues aux chocs par exemple coup de bélier (vapeur, eau) ;  réactions de décharge ;  températures s'écartant des conditions normales de service;  effets des amortisseurs et des butées dynamiques ;  conditions de supportage des supports à ressorts et des supports à réaction constante ;  effets éventuels des conditions climatiques normales, par exemple charges dues à la neige normale et au vent normal correspondant aux conditions locales réelles ;

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NF EN 13480-3 V2:2012-10

EN 13480-3:2012 (F) Version 2 (2013-08)  conditions sismiques (Séisme Normal Admissible). 4.2.5.2.2

Situation de nettoyage

Pour le calcul relatif à la situation de nettoyage (nettoyage à l'acide et rinçage) toutes les conditions aux limites statiques, dynamiques et cinématiques doivent être examinées. Tout ce qui suit doit être examiné :  pression intérieure ;  poids de la tuyauterie, y compris des structures internes et des équipements fixés ;  poids du calorifuge (partiel ou total) ;  poids du fluide de nettoyage ;  dilatation thermique à la température de nettoyage ;  conditions de supportage (y compris les supports temporaires) ;  supports à ressorts et supports à réaction constante bloqués ou débloqués ;  déplacements et rotations des points d'ancrage, des supports et des équipements raccordés ;  mise en tension à froid. 4.2.5.2.3

Situation de purge/purge à la vapeur

Pour le calcul relatif à la situation de purge/purge à la vapeur toutes les conditions aux limites statiques, dynamiques et cinématiques doivent être prises en compte. Tout ce qui suit doit être examiné :  géométrie modifiée du réseau ;  poids de la tuyauterie, y compris des structures internes et des équipements ;  poids du calorifuge (partiel ou total) ;  pressions de purge ;  dilatation thermique à la température de purge ;  conditions de supportage (y compris les supports temporaires) ;  supports à ressorts et supports à réaction constante bloqués ou débloqués ;  déplacements et rotations des points d'ancrage, des supports et des équipements raccordés ;  mise en tension à froid ;  forces à la sortie (force de réaction de décharge).

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NF EN 13480-3 V2:2012-10

EN 13480-3:2012 (F) Version 2 (2013-08) 4.2.5.3

Situations de service exceptionnelles

Les situations de service exceptionnelles doivent couvrir des événements qui se produisent rarement. Pour le calcul relatif aux situations exceptionnelles, tout ce qui suit doit être examiné en plus des chargements normaux mentionnés en 4.2.5.1 :  effets climatiques exceptionnels éventuels, par exemple neige et vent exceptionnels correspondant aux conditions climatiques locales ;  conditions sismiques (Séisme Majoré de Sécurité). 4.2.5.4

Situations d'essai

Pour le calcul relatif à la situation d'essai toutes les conditions aux limites statiques, dynamiques et cinématiques doivent être prises en compte. Tout ce qui suit doit être examiné :  pression intérieure (pression d'essai et pression hydrostatique) ;  poids de la tuyauterie, y compris des structures internes et des équipements raccordés ;  poids du calorifuge (partiel ou total) ;  poids du fluide d'essai ;  dilatation thermique ;  conditions de supportage (y compris les supports temporaires) ;  supports à ressorts et supports à réaction constante bloqués ou débloqués;  déplacements et rotations des points d'ancrage, des supports et des équipements raccordés ;  mise en tension à froid.

4.3 Epaisseur L'épaisseur minimale doit être déterminée en fonction du procédé de fabrication des tuyaux et des accessoires. La corrosion peut être intérieure ou extérieure ou les deux à la fois (le terme corrosion couvre l’érosion). La valeur de la surépaisseur de corrosion c0 (qui peut être nulle si aucune corrosion n'est à envisager) doit être déterminée par le fabricant, en fonction de la nature, de la température, de la vitesse etc. des produits en contact avec la paroi. Toutes les épaisseurs, la surépaisseur de corrosion c0, la tolérance c1 et l'amincissement c2 sont représentés Figure 4.3-1.

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NF EN 13480-3 V2:2012-10

EN 13480-3:2012 (F) Version 2 (2013-08)

où e calculée

est l'épaisseur minimale requise pour résister à la pression, sans surépaisseur ni tolérance, à partir des équations appropriées données dans la présente norme ;

c0

est la surépaisseur de corrosion ou d'érosion ;

c1

est la valeur absolue de la tolérance négative prise dans les normes de matériaux ou telle que donnée par le fabricant de tuyauteries ;

c2

est la surépaisseur correspondant à l’amincissement possible lors de la fabrication (par exemple lors du cintrage, filetage, etc.) ; er est l'épaisseur minimale requise, surépaisseurs et tolérances incluses ;



est l'épaisseur additionnelle résultant du choix de l'épaisseur de commande eord ;

eord est l'épaisseur de commande (pour laquelle c2 est souvent pris égal à 0; par exemple tuyaux droits) ; en

est l'épaisseur nominale (sur les plans) ;

ea

est l'épaisseur utile d'un composant, utilisée pour la vérification de la résistance.

Figure 4.3-1 — Epaisseurs (applicables aux tuyaux droits ainsi qu'aux cintres)

L'épaisseur utile ea est la plus faible épaisseur possible après corrosion et est donnée par : ea  e  

(4.3-1)

e a  e ord  c 0  c 1  c 2

(4.3-2)

ou

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NF EN 13480-3 V2:2012-10

EN 13480-3:2012 (F) Version 2 (2013-08) L'épaisseur de commande eord d'un composant (tuyau ou raccord) doit être au moins égale à :  si la valeur de la tolérance c1 est exprimée en unité de longueur e ord  e  c 0  c 1  c 2

(4.3-3)

 si la valeur de la tolérance c1 est exprimée en pourcentage x de l'épaisseur de commande eord : e ord  (e  c 0  c 2 ) 100 /(100  x )

(4.3-4)

4.4 Tolérances Les dimensions nominales doivent être utilisées dans les calculs et les tolérances relatives à l’épaisseur doivent être respectées.

4.5 Coefficient de joint Le coefficient de joint z doit être utilisé dans le calcul des épaisseurs de composants comportant une ou plusieurs soudures bout à bout, autres que circulaires, et ne doit pas dépasser les valeurs suivantes :  pour les équipements faisant l'objet de contrôles destructifs et non destructifs permettant de vérifier que l'ensemble des joints ne présente pas d’imperfections significatives : 1;  pour les équipements faisant l'objet de contrôles non destructifs par sondage : 0,85;  pour les équipements ne faisant pas l'objet de contrôles non destructifs autres qu'une inspection visuelle : 0,7. Pour le calcul de la résistance des assemblages soudés bout à bout relatif aux situations de service exceptionnelles ou aux situations d'essai il n'est pas nécessaire de prendre en compte un coefficient de joint. NOTE

Voir EN 13480-5, Tableau 8.3.

4.6 Dimensionnement des composants de tuyauteries sous pression Les Articles 6, 7, 8, 9, 10 et 11 décrivent la "conception par formules" des composants de tuyauteries soumis à des chargements statiques et cycliques. Celle-ci peut être complétée ou remplacée par une « conception par analyse » comme décrit dans l’EN 13445-3, Annexe B et Annexe C. Les exigences des Articles 6, 7, 8, 9 et 11 s'appliquent pour des charges essentiellement non-cycliques. On admet qu'un nombre de 1 000 cycles à pleine pression ne conduit pas à l’endommagement par fatigue du composant de tuyauterie considéré. Lors de l'utilisation de matériaux à haute limite d'élasticité, avec f supérieur à 250 N/mm2 une analyse détaillée des cycles de charges doit être effectuée selon l’Article 10. Les Articles 6, 7, 8, 9, 10 et 11 décrivent la « conception par formules » des composants de tuyauteries soumis à des chargements statiques et cycliques. La « conception par formules » peut être complétée ou remplacée par une « conception par analyse » comme décrit dans l’EN 13445-3, Annexe B et Annexe C, le cas échéant. Dans le cas de chargements cycliques (voir Article 10), la géométrie du composant considéré doit être conçue de manière à éviter les concentrations de contrainte élevées. Si un nombre de cycles de pression plus élevé doit être envisagé, la procédure d'évaluation indiquée en 10.3 doit être appliquée. Pour des gradients de température significatifs à travers la paroi, de nature cyclique et combinés à une pression cyclique, la procédure d'évaluation indiquée en 10.4 doit être appliquée. Si le composant considéré est soumis à des moments significatifs provenant de la tuyauterie raccordée, cela doit être conforme au 12.4. Il n'est pas nécessaire de recalculer les limites de contraintes des composants faisant l’objet de normes Européennes définissant les valeurs maximales permises pour le couple P/T, tels que les brides et les composants dont l’épaisseur de paroi est rattachée à des tuyaux standard, comme les raccords par exemple.

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NF EN 13480-3 V2:2012-10

EN 13480-3:2012 (F) Version 2 (2013-08)

5

Contraintes de calcul

5.1 Généralités La contrainte de calcul est la plus faible des valeurs des contraintes sans fluage du matériau et avec fluage du matériau calculées respectivement en 5.2 et 5.3 et doit être déterminée pour chaque situation de calcul et d'essai. Les valeurs de la contrainte de calcul doivent être déterminées à partir des caractéristiques des matériaux telles que définies dans les normes de matériaux et les spécifications données dans EN 13480-2. Ces valeurs minimales, spécifiées pour les conditions de livraison, doivent être utilisées pour le calcul sauf s’il est reconnu que la fabrication et/ou le traitement thermique conduisent à des valeurs plus basses. Dans de tels cas, les valeurs à utiliser doivent être déterminées par le fabricant sur la base des valeurs données dans la spécification. Pour les aciers utilisés à basse température (c’est-à-dire inférieure à – 10 °C), la contrainte de calcul doit être déterminée à température ambiante et ces aciers doivent avoir une énergie de rupture en flexion par choc à la température de référence pour la conception conforme à l’EN 13480-2. NOTE 1

L'interpolation linéaire peut être utilisée pour les températures intermédiaires.

NOTE 2 Pour utiliser la valeur spécifiée à température ambiante pour des températures inférieures ou égales à 50 °C, voir l’EN 13480-2, 4.2.2.1. NOTE 3

Pour les tuyauteries temporaires, voir 4.1.

Pour les boulons, voir prescriptions complémentaires en 6.6.

5.2 Contrainte de calcul sans fluage du matériau 5.2.1

Aciers autres que les aciers austénitiques

5.2.1.1

Situations de calcul

La contrainte de calcul doit être conforme à ce qui suit :  R eH t R p0,2 t R m  ; or f  min  1,5 2,4   1,5

5.2.1.2

(5.2.1-1)

Situation d'essai

Le concepteur doit s'assurer que la contrainte nominale de calcul, ftest, pour la situation d'épreuve, définie dans la EN 13480-5, n’excède pas 95 % ReH à la température d’essai spécifiée. 5.2.2

Aciers austénitiques

5.2.2.1

Situation de calcul

La contrainte de calcul doit être conforme à ce qui suit :  pour A  35 % f 

Rp1,0 t 1,5

(5.2.2-1)

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NF EN 13480-3 V2:2012-10

EN 13480-3:2012 (F) Version 2 (2013-08)  Rm t Rp1.0 t  ou f  min ;  si Rm t est disponible 1,2   3

 pour 35 % > A  30 %  R p1,0 t R m   f  min ;  1,5 2,4   

(5.2.2-2)

 pour A < 30 %, voir 5.2.1.1. 5.2.2.2

Situation d'essai

Pour A  25 %, le concepteur doit s'assurer que la contrainte pour la situation d'épreuve, définie dans EN 13480-5, n'excède pas la plus grande des deux valeurs suivantes :  95 % Rp1,0 à la température d’essai spécifiée;  45 % Rm à la température d’essai spécifiée. Pour A < 25 %, voir 5.2.1.2. 5.2.3

Aciers alliés au nickel et/ou au chrome

La contrainte de calcul sans fluage pour les aciers alliés au Nickel et/ou au chrome dépend de l'allongement minimum après rupture à température ambiante. 5.2.4 5.2.4.1

Aciers moulés Situation de calcul

La contrainte de calcul doit être conforme à ce qui suit :

 R eH t R p0,2 t R m   f  min ; ou  1,9  , , 1 9 3 0   5.2.4.2

(5.2.4-1)

Situation d'essai

Le concepteur doit s'assurer que la contrainte pour la situation d'épreuve, définie dans EN 13480-5, n'excède pas ReH ou Rp0,2 à la température d’essai spécifiée divisé par un coefficient de sécurité de 1,4. 5.2.5 5.2.5.1

Exigences supplémentaires pour les aciers sans contrôle spécifique Généralités

Les aciers sans contrôle spécifique sont ceux qui ne possèdent pas au moins un relevé de contrôle 2.2 selon EN 10204:1991, et ne doivent être utilisés que si la spécification technique l’autorise. 5.2.5.2

Situations de calcul

La contrainte de calcul donnée en 5.2.1.1 doit être divisée par un coefficient de sécurité supplémentaire qui ne doit pas être inférieur à 1,2.

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NF EN 13480-3 V2:2012-10

EN 13480-3:2012 (F) Version 2 (2013-08) Dans les cas où les valeurs de la limite d’élasticité aux températures élevées des aciers non alliés ne sont pas spécifiées dans les normes de matériaux, la formule suivante peut être utilisée: R p0,2  R m

720  t 1400

(5.2.5-1)

où t est compris entre 20 °C et 150 °C. 5.2.5.3

Situation d'essai

Le concepteur doit s'assurer que la contrainte pour la situation d'épreuve, définie dans EN 13480-5, n'excède pas 95 % ReH à la température d’essai spécifiée.

5.3 Contrainte de calcul avec fluage du matériau 5.3.1

Généralités

Pour les soudures autres que circulaires dans les tuyaux et les raccords soudés, les valeurs de la résistance au fluage du matériau de base doivent être réduites de 20 %, sauf si on s'est assuré que ces valeurs de résistance au fluage ont été déterminées pour lesdits tuyaux et raccords. Cette réduction n’est valable que pour le dimensionnement. NOTE Si les caractéristiques de fluage sont déterminantes pour l'épaisseur, il est recommandé d’effectuer des essais de fluage supplémentaires (basés sur des extrapolations utilisant les formules de Larson Miller par exemple) sur les produits consommables pour le soudage, et sur la soudure complète.

5.3.2

Aciers

5.3.2.1

Situations de calcul

La contrainte de calcul dans le domaine du fluage fcr à utiliser pour le calcul dans le cas de chargements statiques doit être égale à : f cr 

S RTt Sf cr

(5.3.2.-1)

où S fcr

est un coefficient de sécurité qui dépend de la durée et qui doit être conforme au Tableau 5.3.2-1.

Tableau 5.3.2-1 — Coefficient de sécurité relatif à la valeur moyenne de la résistance à la rupture par fluage en fonction de la durée Durée T h

Coefficient de sécurité S fcr

200 000

1,25

150 000

1,35

100 000

1,5

Si la durée de vie de conception n'est pas spécifiée, la valeur moyenne de la résistance à la rupture par fluage pour 200 000 h doit être utilisée. Dans les cas où les valeurs pour 200 000 h ne sont pas spécifiées dans les normes de matériaux, la résistance à la rupture par fluage pour 150 000 h ou 100 000 h doit être utilisée. 25

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NF EN 13480-3 V2:2012-10

EN 13480-3:2012 (F) Version 2 (2013-08) Si la durée de vie de conception entre 100 000 h et 200 000 h est spécifiée et un système de suivi de la durée de vie est prévu, différent du Tableau 5.3.2-1, un coefficient de sécurité de Sfcr = 1,25 peut être utilisé. Dans les cas où des durées de vie de conception inférieures à 100 000 h sont spécifiées, l'une des méthodes suivantes doit être utilisée : a)

si aucun système de suivi de la durée de vie n'est prévu, le coefficient de sécurité Sfcr doit être égal à 1,5 et doit être appliqué à la valeur moyenne de la résistance à la rupture par fluage pour la durée de vie considérée, au moins 10 000 h ;

b)

si un système de suivi de la durée de vie est prévu, un coefficient de sécurité Sfcr = 1,25 peut être spécifié pour être appliqué à la valeur moyenne de la contrainte de rupture par fluage pour la durée de vie considérée, au moins 10 000 h. En aucun cas, la limite de déformation par fluage de 1 % (valeur moyenne) pour 100 000 h ne doit être dépassée.

La résistance à la rupture par fluage associée à la durée de vie spécifiée doit faire l’objet d’une interpolation à partir d'un axe temporel logarithmique ainsi que d'un axe de contrainte logarithmique (schéma d’une double interpolation logarithmique). 5.3.2.2

Situation d'essai

Le concepteur doit s'assurer que la contrainte dans la situation d'épreuve, définie dans l’EN 13480-5, n'excède pas 95 % ReH ou 95 % Rp1,0 ou 95% Rp0,2 selon le cas, à la température d’essai spécifiée. 5.3.3

Aciers alliés au nickel et/ou au chrome

Les exigences de 5.3.2 s’appliquent sauf prescriptions contraires dans la spécification.

6

Dimensionnement des composants de tuyauterie soumis à une pression intérieure

6.1 Tuyaux droits L'épaisseur de paroi minimale requise sans surépaisseurs ni tolérances, e, pour un tuyau droit, doit être calculée comme suit : - si Do/Di  1,7 : p D e c o 2fZ  pc ou pc Di e 2fZ  pc

(6.1-1)

(6.1-2)

- si Do/Di > 1,7 : e

Do  f z  pc 1  2  f z  pc

   

(6.1-3)

 Di  f z  pc  1   2  f z  pc 

(6.1-4)

ou e

NOTE

26

Ceci est l'équation de Lamé.

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NF EN 13480-3 V2:2012-10

EN 13480-3:2012 (F) Version 2 (2013-08) 6.2 Cintres et coudes 6.2.1

Généralités

Il y a deux méthodes pour calculer l'épaisseur de paroi des coudes (voir 6.2.3.1 et Annexe B) et trois méthodes pour calculer l’épaisseur de paroi des cintres (voir 6.2.3.1, 6.2.3.2 et Annexe B). La méthode choisie doit être utilisée dans son intégralité. Les équations données en 6.2.3 sont applicables seulement si les tolérances relatives à la non-circularité des cintres données dans EN 13480-4 sont respectées. NOTE Ces règles de calcul tiennent compte de [1] et de [2] à savoir qu'en soumettant un cintre à une pression intérieure, les contraintes apparaissant à l’intrados du cintre sont plus élevées (et celles apparaissant à l'extrados plus faibles) que celles apparaissant dans un tuyau droit de même épaisseur de paroi.

6.2.2

Symboles

Pour les besoins de 6.2, les symboles figurant dans le Tableau 6.2.2-1 s'appliquent en complément de ceux donnés dans le Tableau 3.2-1. Tableau 6.2.2-1 — Symboles supplémentaires pour les besoins de 6.2 Symbole eint

Description épaisseur minimale requise sans surépaisseurs ni tolérances pour un cintre, à l'intrados épaisseur minimale requise sans surépaisseurs ni tolérances, pour un cintre à l'extrados rayon de cintrage ou rayon de courbure d’un coude rayon moyen du tuyau

eext R r

6.2.3 6.2.3.1

Unités mm

mm mm mm

Epaisseurs de paroi requises Méthode normale

L'épaisseur de paroi minimale requise, sans surépaisseurs ni tolérances, doit être calculée à partir de:  à l’intrados eint  e

(R / Do )  0,25 (R / Do )  0,5

(6.2.3-1)

 à l’extrados e ext  e

(R/Do )  0,25 (R/Do )  0,5

(6.2.3-2)

où e 6.2.3.2

est calculée conformément à 6.1 pour un tuyau droit. Méthode alternative

Les tuyaux à cintrer, quel que soit le procédé de fabrication utilisé, doivent avoir une épaisseur suffisante pour que l'on puisse démontrer que les prescriptions ci-après sont respectées après cintrage.

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EN 13480-3:2012 (F) Version 2 (2013-08) a) L'épaisseur minimale en tout point d’un cintre (y compris à l’extrados) ne doit pas être inférieure à celle requise pour le tuyau droit équivalent. b) Lorsque la contrainte de calcul dépend des caractéristiques du matériau dans le domaine du fluage et que le rayon de cintrage est inférieur à six fois le diamètre extérieur du tuyau, l'épaisseur à l'intrados ne doit pas être inférieure à l’épaisseur calculée à partir de l'équation suivante : eint  e

2R  r 2R  2r

(6.2.3-3)

où r

D0  e 2

(6.2.3-4)

c) lorsque la contrainte de calcul ne dépend pas des caractéristiques du matériau dans le domaine du fluage et que le rayon de cintrage est inférieur à trois fois le diamètre extérieur, l'épaisseur à l'intrados ne doit pas être inférieure à l’épaisseur calculée à partir de l'équation suivante :  e eint  max  e ;  1,25

2 R r 2 R 2 r

  

(6.2.3-5)

où r

est calculé à partir de l’équation (6.2.3-4).

NOTE Il est recommandé de prendre en compte les procédés utilisés pour la fabrication et l'expérience pratique pour la détermination de l'épaisseur avant cintrage. Le Tableau 6.2.3-1 donne des indications sur l’épaisseur de paroi de tuyau nécessaire pour respecter les exigences de 6.2.3.2.

6.2.3.3

Calcul plus précis

Un calcul plus précis de l’épaisseur de paroi pour les cintres et les coudes doit être conforme à l’Annexe B. Tableau 6.2.3-1 — Epaisseur minimale de paroi d'un tuyau avant cintrage par induction

28

Rayon

Méthode normale 6.2.3.1

Méthode alternative 6.2.3.2

10 Do

1,02 e

1.04 e

8 Do

1,03 e

1,05 e

6 Do

1,04 e

1,06 e

5 Do

1,04 e

1,08 e

4 Do

1,05 e

1,10 e

3 Do

1,06 e

1,13 e

2,5 Do

1,08 e

1,16 e

2 Do

1,10 e

1,20 e

1,5 Do

1,15 e

1,25 e

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EN 13480-3:2012 (F) Version 2 (2013-08) 6.3 Coudes à sections 6.3.1

Généralités

Les règles relatives aux coudes à sections (voir Figure 6.3.2-1) décrites ci-après ne doivent être utilisées que si les conditions suivantes sont respectées : a)

Contrainte de calcul ne dépendant pas des caractéristiques de fluage :  la pression de calcul pc est inférieure ou égale à 20 bar (2,0 Mpa);

b)

Contrainte de calcul dépendant des caractéristiques de fluage :  le réseau de tuyauteries est entièrement équilibré à l'aide de compensateurs de dilatation;  la pression intérieure est limitée à 0,4 MPa (4 bar) ;  le nombre de cycles à pleine pression est limité à 100 ;  les effets du cyclage aux températures élevées sont pris en compte.

Un coude à sections avec un changement de direction supérieur à 22,5 ° au niveau d'un seul onglet (voir angle  Figure 6.3.2-1) ne doit pas être utilisé pour des chargements cycliques (> 7000 cycles). NOTE Pour un changement de direction de 3 ° ou moins au niveau d'un onglet, la méthode de calcul donnée en 6.1 peut être utilisée.

6.3.2

Symboles

Pour les besoins de 6.3, les symboles figurant dans le Tableau 6.3.2-1 s'appliquent en complément de ceux donnés dans le Tableau 3.2-1. Tableau 6.3.2-1 — Symboles supplémentaires pour les besoins de 6.3 Symbole

Description

Unités

R

rayon effectif du coude à sections (voir Figure 6.3.2-1)

mm

la

valeur empirique fonction de l'épaisseur de paroi ea (voir Tableau 6.3.3-1)

mm



angle (voir Figure 6.3.2-1)

°



angle au changement de direction

°

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EN 13480-3:2012 (F) Version 2 (2013-08)

NOTE :  = 2

Figure 6.3.2-1 — Schéma d'un coude à sections

6.3.3

Rayon effectif d'un coude à sections

La valeur de R ne doit pas être inférieure la valeur suivante R

la D  0 tan  2

(6.3.3-1)

où la

est donné dans le Tableau 6.3.3-1. Tableau 6.3.3-1 — Valeurs empiriques de la pour des valeurs données de ea

30

ea mm

la mm

ea  13

25

13 < ea < 22

2 ea

ea  22

2/3 ea + 30

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EN 13480-3:2012 (F) Version 2 (2013-08) 6.3.4

Coudes à sections multiples

La pression intérieure admissible maximale, pa, pour les coudes à sections multiples (voir Figure 6.3.2-1) est égale à la plus faible des valeurs calculées à partir des équations (6.3.4-1) et (6.3.4-2) qui s'appliquent seulement pour un angle  ≤ 22,5 °.

6.3.5

pa 

2f ze a Dm

 ea   e  0,643 tan  0,5D e m a  a

pa 

2f ze a Dm

 R  0,5Dm   R  0,25Dm

   

  

(6.3.4-1)

(6.3.4-2)

Coudes à un onglet

Un coude à un onglet est un coude à sections ne présentant qu'un seul changement de direction. La pression intérieure admissible maximale, pa, pour un coude à un onglet, avec un angle  non supérieur à 22,5 ° doit être calculé conformément à 6.3.4. La pression intérieure admissible maximale, pa, pour un coude à un onglet, avec un angle  supérieur à 22,5 ° doit être calculée à partir de l'équation (6.3.5-1). pa 

6.3.6

2f z e a Dm

 ea   e  1,25 tan  0,5D e m a  a

   

(6.3.5-1)

Eléments de tuyaux droits contigus des coudes à sections

L'épaisseur de paroi doit être maintenue sur une longueur non inférieure à M (voir Figure 6.3.2-1) mesurée à partir de l’angle intérieur des soudures des onglets d’extrémités où  D  M  max 2,5 0,5Dm e a ;  R  m 2  

   tan    

(6.3.6-1)

6.4 Réductions 6.4.1

Conditions d’application

Les prescriptions sont données dans 6.4.4 à 6.4.8 pour les cônes droits à sections circulaires et les intersections cône/cylindre lorsque le cône et le cylindre ont le même axe de révolution. Les prescriptions relatives aux cônes à axes décalés sont données en 6.4.9. Les prescriptions ne s'appliquent pas aux:  cônes dont le demi-angle au sommet est supérieur à 75°;  cônes pour lesquels; e a cos   0,001; Dc

(6.4.1-1)

 cônes courts raccordant une double paroi à une enveloppe. Les limites concernant la distance minimale à partir de toute discontinuité majeure sont données dans les articles concernés.

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EN 13480-3:2012 (F) Version 2 (2013-08) 6.4.2

Définitions spécifiques

6.4.2.1 jonction du cylindre et du cône intersection des fibres moyennes des parois du cylindre et du cône, prolongées si nécessaire dans le cas d’un raccordement par une partie torique (voir Figure 6.4.2-1 et Figure 6.4.2-2 pour des exemples à la grande base)

Figure 6.4.2-1 – Intersection cône/cylindre, dans le cas d’un raccordement à angle vif– Grande base

Figure 6.4.2-2 — Intersection cône/cylindre dans le cas d’un raccordement par une partie torique

6.4.3

Symboles spécifiques et abréviations

Pour les besoins de 6.4, les symboles figurant dans le Tableau 6.4.3-1 s'appliquent en complément de ceux donnés dans le Tableau 3.2-1.

32

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EN 13480-3:2012 (F) Version 2 (2013-08) Tableau 6.4.3-1 - Symboles supplémentaires pour les besoins de 6.4

Dc De Di DK Dm econ ecyl ej e1 e1a e2 e2a f

diamètre moyen du tuyau à la jonction avec le cône ; diamètre extérieur du cône ; diamètre intérieur du cône ; diamètre déterminé à partir de l’équation (6.4.4-7) ; diamètre moyen du cône ; épaisseur requise pour le cône, telle que déterminée en 6.4.4 ; épaisseur requise pour le cylindre, telle que déterminée en 6.1 ; épaisseur requise ou épaisseur utile à la jonction, à la grande base d’un cône ; épaisseur requise pour le cylindre, à la jonction ; épaisseur utile de renfort du cylindre ; épaisseur requise pour le cône et la partie torique, à la jonction ; épaisseur utile de renfort du cône ; contrainte nominale de calcul. Pour le calcul des raccordements conformément à 6.4.6 à 6.4.9, c’est la plus faible des valeurs déterminées pour les parties de composant prises individuellement ; longueur mesurée le long du cylindre ; longueur mesurée le long du cône du côté de la grande ou de la petite base ; rayon intérieur de raccordement ; demi-angle au sommet du cône ; coefficient défini en 6.4.6 ; coefficient défini en 6.4.8; coefficient défini en 6.4.7; coefficient défini en 6.4.7; coefficient défini en 6.4.8.

l1 l2 ri

  H   

6.4.4

Enveloppes coniques

L'épaisseur de paroi requise en tout point le long du cône doit être calculée à partir de l’une des deux équations suivantes : e con 

p c Di

1

2f z  P cos

(6.4.4-1)

ou econ 

pc De

1

2f z  P cos

(6.4.4-2)

où Di et De sont les diamètres au point considéré. Pour une géométrie donnée : PS 

2f z econ cos  Dm

(6.4.4-3)

où Dm est le diamètre au point considéré. A la grande base d’un cône raccordé à un cylindre il est permis d’effectuer les substitutions suivantes :

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EN 13480-3:2012 (F) Version 2 (2013-08) Di = Dk

(6.4.4-4)

De = Dk + 2e2 cos 

(6.4.4-5)

Dm = (Di + De)/2

(6.4.4-6)

où DK  Dc  e1  2r 1 cos  l 2 sin

(6.4.4-7)

NOTE 1 La valeur de l’épaisseur ainsi calculée constitue un minimum. Il peut être nécessaire d’augmenter l’épaisseur aux jonctions avec d’autres composants, soit pour constituer un renforcement au niveau des piquages ou des ouvertures, soit pour supporter des charges autres que la pression. NOTE 2 Comme l'épaisseur calculée ci-dessus est l'épaisseur minimale admissible au point considéré le long du cône, il est permis de construire un cône à partir de tôles d'épaisseurs différentes à condition qu'en chaque point l'épaisseur minimale soit respectée.

6.4.5

Raccordements - généralités

Les prescriptions de 6.4.6, 6.4.7 et 6.4.8 s’appliquent lorsque la jonction est située à plus de 2l1 le long du cylindre et à plus de 2l2 le long du cône de toute autre jonction ou discontinuité, comme une autre jonction cône/cylindre ou une bride, où : l 1  Dc e1

(6.4.5-1)

Dc e 2 cos α

(6.4.5-2)

l2 

La longueur du cône peut être réduite à moins de 2l2 si les deux conditions suivantes sont remplies :  l’épaisseur de paroi e2, calculée conformément à 6.4.6 ou 6.4.7, est maintenue sur toute la longueur du cône ;  la jonction à la petite base du cône est de dimension suffisante conformément à 6.4.8. 6.4.6

Raccordement à angle vif de la grande base d'un cône et d’un cylindre

6.4.6.1 Conditions d’application

Les prescriptions de 6.4.6.2 et 6.4.6.3 s’appliquent si toutes les conditions suivantes sont satisfaites: 1)

l'assemblage est réalisé par une soudure bout à bout dont les surfaces intérieures et extérieures sont raccordées régulièrement au cône et au cylindre attenants, sans diminution locale d'épaisseur ; et

2)

la soudure au niveau de l’assemblage doit être soumise à un contrôle non destructif à 100 %, soit par radiographie, soit par ultrasons, sauf si la conception est telle que l’épaisseur au niveau des soudures dépasse 1,4ej, auquel cas les règles normales relatives à la conception concernée doivent être appliquées.

6.4.6.2 Calcul

L’épaisseur requise e1 pour la partie cylindrique attenante à la jonction est égale à la plus grande des épaisseurs ecyl et ej, où ej est déterminée selon la procédure suivante:

34

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EN 13480-3:2012 (F) Version 2 (2013-08)  

ej 

1 Dc 3

tan 

e j 1  1/ cos

pc Dc  2f

 0,15

(6.4.6-1)

(6.4.6-2)

Le résultat est acceptable si la valeur donnée par l’équation (6.4.6-2) n’est pas inférieure à la valeur admise dans l’équation (6.4.6-1).  peut être également obtenu à partir du graphe de la Figure 6.4.6-1. Cette épaisseur doit être maintenue le long du cylindre, sur une distance minimale de 1,4l1 mesurée à partir de la jonction.

Figure 6.4.6-1 — Valeurs du coefficient  pour une intersection cône/cylindre dans le cas d’un raccordement à angle vif

L’épaisseur requise e2 pour le cône attenant à la jonction est la plus grande des épaisseurs econ et ej. Cette épaisseur doit être maintenue le long du cône sur une distance minimale de 1,4l2 mesurée à partir de la jonction, voir Figure 6.4.6-1. Il est permis de procéder à une modification du renforcement selon la procédure indiquée ci-après à condition que les épaisseurs minimales données en 6.1 et 6.4.4 restent satisfaites.

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EN 13480-3:2012 (F) Version 2 (2013-08) L'épaisseur du cylindre peut être augmentée au voisinage de la jonction et diminuée plus loin à condition que l'aire de la section droite constituée par le métal du cylindre sur une longueur 1,4l1 mesurée à partir de la jonction, ne soit pas inférieure à 1,4e1l 1. En outre, l'épaisseur du cône peut être augmentée au voisinage de la jonction et diminuée plus loin à condition que l'aire de la section droite constituée par le métal du cône sur une longueur 1,4l2 mesurée à partir de la jonction ne soit pas inférieure à 1,4e2l 2. 6.4.6.3 Pression maximale permise

La pression maximale permise pour une géométrie donnée doit être déterminée comme suit : a)

appliquer l’équation (6.4.4-3) au cylindre; PS 

2f z e a Dc

b)

appliquer l’équation (6.4.4-3) au cône ;

c)

déterminer l’épaisseur utile de renfort e1a du cylindre à la jonction ;

d)

déterminer l’épaisseur utile de renfort e2a du cône à la jonction ;

e)

appliquer l’équation (6.4.4-3) en prenant l’épaisseur e2a et le diamètre Dm;

f)

déterminer ej, la plus petite des valeurs e1a et e2a ;

g)

calculer  à partir de l’équation (6.4.6-1), puis, Pmax 

h)

2f e j

 Dc

(6.4.6-4)

la pression maximale permise est la plus basse des pressions déterminées en a), b), e) et g).

NOTE

La méthode suivante peut être utilisée pour calculer l’épaisseur utile de renfort en c) ou d) ci-dessus:

1)

Estimer e1a (l’épaisseur initiale peut être l’épaisseur à la jonction).

2)

Calculer

l1  1,4 DC e1a 3)

Si l’épaisseur est constante sur la distance l1 alors e1a est confirmé.

4)

Si ce n’est pas le cas, calculer l’aire A1 du métal sur une distance l1 mesurée à partir de la jonction.

5)

Améliorer l’estimation en prenant

e1a  A1 / l1 Le résultat est acceptable s’il n’est pas supérieur à la valeur estimée en 1). 6) Si le résultat n’est pas acceptable, reprendre le calcul en 1). 7)

36

(6.4.6 -3)

Utiliser une méthode similaire pour trouver e2a en prenant

(6.4.6-5)

(6.4.6-6)

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EN 13480-3:2012 (F) Version 2 (2013-08) l 2  1,4

6.4.7

Dc e

2a

(6.4.6-7)

cos 

Raccordement de la grande base d'un cône et d’un cylindre par l’intermédiaire d’une partie torique

6.4.7.1 Conditions d’application

Ce paragraphe s'applique si toutes les conditions suivantes sont satisfaites : a)

la partie de raccordement est de forme torique et se raccorde régulièrement au cylindre et au cône attenants ;

b)

le rayon de raccordement ri < 0,3 Dc.

NOTE

Cet article ne prescrit pas de limite inférieure pour le rayon de raccordement.

6.4.7.2 Calcul

La valeur de ej doit être déterminée selon la procédure suivante: Estimer ej et calculer:





tan  1 Dc - 0,15 3 e j 1  1/ cos  0,028 r i

1  1/ cos

Dc e j

  1

ej 



  0,2   1,2 1    

p c Dc  2f

(6.4.7 -1)

(6.4.7-2)

(6.4.7-3)

(6.4.7-4)

Le résultat est acceptable si la valeur donnée par l’équation (6.4.7-4) n’est pas inférieure à la valeur estimée. L’épaisseur requise e1 pour le cylindre attenant à la jonction est la plus grande des épaisseurs ecyl et ej. Cette épaisseur doit être maintenue le long du cylindre sur une distance minimale de 1,4l1 mesurée à partir de la jonction et de 0,5l1 mesurée à partir de la ligne de tangence partie torique de raccordement/cylindre. L’épaisseur requise e2 pour la partie torique de raccordement et le cône attenant à la jonction est la plus grande des épaisseurs econe et ej. Cette épaisseur doit être maintenue le long du cône sur une distance minimale de 1,4l2 mesurée à partir de la jonction et de 0,7l2 mesurée à partir de la ligne de tangence cône/partie torique de raccordement.

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EN 13480-3:2012 (F) Version 2 (2013-08) 6.4.7.3 Pression maximale permise

La pression maximale permise pour une géométrie donnée doit être calculée comme suit. a) Déterminer e1a, l’épaisseur utile du cylindre au voisinage de la partie torique de raccordement et e2a, l’épaisseur utile de la partie torique de raccordement et de la partie conique attenante. b) Vérifier que les limitations de 6.4.7.1 sont respectées. c)

Appliquer l’équation (6.4.6-3) au cylindre avec ea = e1a.

d)

Appliquer l’équation (6.4.4-3) au cône avec econ = e2a.

e)

Déterminer ej, la plus petite des valeurs e1a et e2a.

f)

Calculer  et  à partir des équations (6.4.7-1) et (6.4.7-3). Puis PS 

g)

2f  e j

(6.4.7-5)

 Dc

La pression maximale permise est la plus faible des pressions déterminées en c), d) et f).

6.4.8

Raccordement de la petite base d’un cône et d’un cylindre

6.4.8.1 Conditions d’application

Les prescriptions de 6.4.8.2 et 6.4.8.3 s’appliquent si toutes les conditions suivantes sont satisfaites : a) l’épaisseur requise e1 pour le cylindre est maintenue sur une distance l1 mesurée à partir de la jonction et l’épaisseur requise e2 pour le cône est maintenue sur une distance l2 mesurée à partir de la jonction (voir Figure 6.4.8-1); et b) les épaisseurs satisfont aux exigences de 6.1 et 6.4.4;

Figure 6.4.8.1-1 — Intersection cône/cylindre : petite base

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EN 13480-3:2012 (F) Version 2 (2013-08) 6.4.8.2 Calcul

Les épaisseurs requises e1 et e2 doivent être calculées selon la procédure suivante : Estimer e1 et e2 : s

e2 e1

(6.4.8-1)

lorsque s < 1

 s

1 s 2 s  cos  2

(6.4.82)

lorsque s  1  1 s 2    2cos 

  1 s 

 H  0,4

Dc e1

tan 



(6.4.8-3)

 0,5

(6.4.8-4)

Si pc 

2f z e1 Dc  H

(6.4.8-5)

alors e1 et e2 sont acceptables. Dans le cas contraire, répéter les calculs en prenant des valeurs supérieures pour e1 et/ou e2. NOTE La méthode indiquée ci-dessus ne donne pas des valeurs de e1 et e2 indépendamment l’une de l’autre. Les valeurs peuvent être choisies de manière à répondre aux besoins de la conception, par exemple de manière à obtenir une valeur favorable pour l1 ou l2.

Il est permis de modifier une conception conforme à la règle ci-dessus de l'une des manières indiquées ci-après à condition que les prescriptions de 6.1 et 6.4.4 restent satisfaites: a) lorsque e1 = e2 une partie torique de raccordement de même épaisseur peut être incluse. Les longueurs l1 et l2 sont toujours mesurées à partir de la jonction (c’est-à-dire à partir du point d’intersection des fibres moyennes du cône et du cylindre). b) l'épaisseur du cylindre peut être augmentée au voisinage de la jonction et diminuée plus loin à condition que l'aire de la section droite du métal de la partie cylindrique sur une longueur l1 mesurée à partir de la jonction ne soit pas inférieure à l1 e1. En outre, l'épaisseur du cône peut être augmentée au voisinage de la jonction et être diminuée plus loin à condition que l'aire de la section droite du métal de la partie conique sur une distance l2 mesurée à partir de la jonction ne soit pas inférieure à l2e2. 6.4.8.3 Pression maximale permise

La pression maximale permise pour une géométrie donnée doit être égale à: PS 

2 f z e1 Dc  H

(6.4.8-6)

H est calculé à partir des équations (6.4.8-1) à (6.4.8-4) en prenant e1a et e2a à la place de e1 et e2 .

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EN 13480-3:2012 (F) Version 2 (2013-08) NOTE 1

La méthode de calcul de e1a et e2a est celle donnée dans la note de 6.4.6.3.

NOTE 2

Les épaisseurs utiles peuvent être supérieures à l’épaisseur requise sans conduire à une augmentation de l1 ou l2.

6.4.9

Réductions à axes décalés

Le présent paragraphe s'applique aux réductions à axes décalés (voir Figure 6.4.7-1). Les axes des parties cylindriques doivent être parallèles et la distance doff entre ces axes ne doit pas être supérieure à la différence des rayons. Les épaisseurs doivent être calculées conformément à 6.4.6 ou 6.4.7 pour le raccordement à la grande base. Les épaisseurs minimales doivent être calculées conformément à 6.4.8 pour le raccordement à la petite base. La plus grande de ces épaisseurs s'applique à toute la réduction. L'angle  doit être pris égal au plus grand angle entre la partie conique et les parties cylindriques.

Figure 6.4.9-1 — Réduction à axes décalés

6.4.10 Réductions forgées spéciales

Les réductions forgées spéciales, par exemple pour les très hautes températures et/ou les très hautes pressions intérieures, qui ne sont pas couvertes par les normes de produits peuvent être conçues comme représenté Figure 6.4.10-1 où : ll 

ls 

Dlel cos

(6.4.10-1)

Ds e s cos

(6.4.10-2)

r  10 mm

(6.4.10-3)

r '  100 mm

(6.4.10-4)



er max ecyl ; e j



Avec ecyl calculé selon 6.1 et ej selon l’Équation (6.4.7-4). Dans de tels cas des calculs de conception complémentaires ne sont pas nécessaires. Lorsque des réductions d'une autre conception sont fournies, leur aptitude doit être démontrée.

40

(6.4.10-5)

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EN 13480-3:2012 (F) Version 2 (2013-08)

Figure 6.4.10-1 — Réduction forgée spéciale

Figure 6.4.10-2 — Réduction forgée spéciale (solution alternative)

6.5 Composants de tuyauteries flexibles 6.5.1

Généralités

Ce paragraphe traite des compensateurs de dilatation à soufflets et des assemblages de tuyaux flexibles ondulés tressés qui sont utilisés pour absorber les mouvements relatifs et les défauts d’alignement des tuyauteries ou des composants d’installation ainsi que pour réduire les forces et les moments, c’est-à-dire les contraintes, dans les tuyaux et leurs raccordements. La conception et fabrication correctes de tels composants sont de la responsabilité du fabricant. 6.5.2

Compensateurs de dilatation

Un réseau de tuyauteries comprenant un compensateur de dilatation à soufflets doit dépendre de manière critique d’une combinaison correcte de tous les composants. Ceci nécessite une étude détaillée du réseau, de ses supports et des ancrages ainsi que de leur interaction avec les compensateurs de dilatation à soufflets. Il ne convient pas de considérer les compensateurs de dilatation comme un produit banal. Pour la conception et l’utilisation de compensateurs de dilatation, voir l'Annexe C.

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EN 13480-3:2012 (F) Version 2 (2013-08) Pour la conception des compensateurs de dilatation, les données suivantes doivent être fournies:  type de compensateur de dilatation (axial, angulaire, latéral, universel) ;  raccordements aux extrémités (extrémité soudée, bride) ;  diamètre nominal DN ou dimensions des raccords aux extrémités (par exemple diamètre, épaisseur de paroi) ;  pression de service ou pression de calcul ;  température de service ou température de calcul ;  mouvements du compensateur de dilatation : – déplacement axial total ; – rotation angulaire totale ; – déplacement latéral total ;  préréglage (amplitude, direction) ;  nombre de cycles de charge (déplacement, pression) ;  fluide (type, densité, additifs) ;  vitesse du fluide ;  prescriptions relatives au matériau;  charges additionnelles (voir 4.2.4). Les déplacements individuels peuvent être également spécifiés sous forme d’une combinaison de déplacements à partir de laquelle la conception appropriée doit être déterminée par le fabricant. NOTE Les ondes des compensateurs de dilatation à soufflets ont généralement une épaisseur de paroi nettement inférieure à celle des équipements auxquels ils sont associés. C’est pourquoi il est important de choisir pour leur fabrication un matériau ayant une résistance suffisante vis-à-vis de tous les agents corrosifs susceptibles d’être rencontrés dans toute application particulière.

Le fabricant du compensateur de dilatation doit fournir, lorsqu’elles lui sont demandées, les informations suivantes pour l’analyse du réseau :  les forces de réaction pour un déplacement unitaire, dans toutes les directions du mouvement;  les moments de réaction pour une rotation unitaire, par rapport à tous les axes de rotation;  les forces et les moments résultants du frottement dans les logements des articulations;  l’effet de fond, c’est-à-dire la force axiale due à la pression des compensateurs de dilatation non munis d’éléments reprenant l’effet de fond, agissant sur les ancrages. 6.5.3

Tuyaux flexibles métalliques ondulés

Les tuyaux flexibles ondulés tressés soumis à la pression sont auto-bridés axialement et n’exercent pas d’efforts dus à la pression sur les tuyauteries attenantes. Les assemblages de tuyaux flexibles droits ne doivent pas être utilisés pour un déplacement axial, il convient que le déplacement soit repris latéralement ou en utilisant des cintres ou des lyres (voir les Figures 6.5.3-1, 6.5.3-2, 6.5.3-3)

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EN 13480-3:2012 (F) Version 2 (2013-08)

Figure 6.5.3-1

Figure 6.5.3-2

Figure 6.5.3-3

Pour la conception d’un tuyau flexible ondulé, les données suivantes nécessaires à la conception doivent être fournies au fabricant qui doit les prendre en compte :  description de l’application envisagée;  dimension nominale des tuyaux flexibles;  pression de service maximale (intérieure et/ou extérieure);  conditions de dépression, s’il y a lieu;  température de l’environnement et température maximale de service;  spécification des matériaux;  fluide à transporter;  Information concernant une éventuelle corrosion, érosion, abrasion ;  vitesse du fluide;  mouvements et/ou vibrations (y compris la torsion, le cas échéant);  durée de vie spécifiée (par exemple, nombre de cycles);  type de raccordement pour l’assemblage des tuyaux flexibles;  protection intérieure et extérieure si nécessaire;  prescriptions particulières pour le traitement thermique et/ou le nettoyage;  tout autre paramètre ou chargement pouvant influer sur la conception ou l’espérance de vie (par exemple coup de bélier); Lorsque des assemblages de tuyaux flexibles métalliques ondulés peuvent être soumis à des conditions de fonctionnement différentes (par exemple en fonctionnement normal et lors du nettoyage), toutes ces conditions doivent être portées à la connaissance du fabricant qui doit les prendre en compte.

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EN 13480-3:2012 (F) Version 2 (2013-08) 6.6 Assemblages à brides boulonnées 6.6.1

Généralités

Les règles de ce paragraphe consistent à vérifier la résistance mécanique de l'assemblage à par brides soumis à des charges statiques. Il relève également de la responsabilité du concepteur de garantir l’adéquation de l’assemblage à brides (type de joint et caractéristiques, etc.) aux conditions de service, notamment pour ce qui concerne toute exigence d’étanchéité spécifique. Dans le cas d’une exigence spécifique concernant l’étanchéité de l’assemblage à brides, cet assemblage doit être calculé conformément à l’EN 1591-1 en utilisant l’Annexe P. Le concepteur doit prendre en compte les efforts générés sur le tronçon par le réseau de tuyauterie raccordé. La classification des matériaux pour brides, boulons et écrous est donnée par l'EN 1515-2 (brides PN) et l'EN 1515-3 (brides Class). La sélection de la boulonnerie doit se conformer à l’Annexe D ou à l’Annexe P et à l’EN 1515-4. 6.6.2

Symboles

Pour les besoins de 6.6, les symboles figurant dans le Tableau 6.6.2-1 doivent s’appliquer en complément de ceux donnés au Tableau 3.2-1. Tableau 6.6.2-1 — Symboles supplémentaires pour les besoins de 6.6 Symbole

Description

Unité

Peq

Pression de conception équivalente

MPa (N/mm2)

P

Pression de calcul interne

MPa (N/mm2)

F

Force de traction axiale (doit être une valeur positive dans l’Équation)

M

Moment de flexion externe

G

Diamètre de la réaction à la charge du joint

6.6.3

N N mm mm

Bride normalisée

Un assemblage à brides en acier normalisées conforme aux exigences relatives aux matériaux, donnant la pression maximale admissible en ce qui concerne les matériaux des brides et la température de conception, peut être utilisé dans la fabrication des tuyauteries soumises à une pression interne, sans qu'il soit nécessaire de réaliser un calcul de vérification de sa résistance lorsque les conditions suivantes sont respectées : a) Pour chaque condition de fonctionnement normal, la pression de conception ne doit pas dépasser la pression maximale admissible spécifiée. b) Dans des conditions dans lesquelles l'assemblage à brides est soumis simultanément à une pression interne, une charge axiale et un moment de flexion, la pression de conception équivalente, Peq, selon l’Équation (6.6.2-1) ne doit pas dépasser les limites spécifiées en a). Peq  P 

4F

G

2



16 M

G 3

(6.6.2-1)

où : G est le diamètre du cercle sur lequel s’applique la charge de compression du joint (normalement le diamètre moyen du joint).

44

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EN 13480-3:2012 (F) Version 2 (2013-08) c)

Les types de joints, pour chaque PN, sont spécifiés dans les EN 1514-1 à EN 1514-8.

d) La résistance de la boulonnerie de l’assemblage à brides, pour chaque PN, doit être telle qu’indiquée dans les EN 1515-1 à 4. e)

La différence de température entre les brides et la boulonnerie ne doit pas dépasser 50 °C dans tous les cas.

f) Si la température de conception est ≥ 120 °C, le coefficient de dilatation thermique du matériau des brides ne doit pas dépasser le coefficient de dilatation thermique du matériau de la boulonnerie de plus de 10 %. 6.6.4

Bride non normalisée

Si une bride non normalisée est utilisée, le dimensionnement doit être effectué en appliquant la méthode de calcul de l’EN 1591-1, en utilisant par exemple l’Annexe P, ou en appliquant l’algorithme de la méthode Taylor-Forge, à l’aide, par exemple, de l’Annexe D. NOTE 1

La méthode Taylor-Forge n’assure pas l’étanchéité.

NOTE 2

L’algorithme donné dans l’EN 1591-1 tient compte des charges générées sur les tronçons.

NOTE 3 Il convient que le couple de serrage des boulons soit défini par le concepteur. Il convient de prêter attention dans de tels cas à la méthode de serrage. Un guide concernant la bande de dispersion des différentes méthodes de serrage est donné dans l’EN 1591-1.

7

Calcul des fonds soumis à une pression intérieure

7.1 Fonds bombés 7.1.1

Symboles

Pour les besoins de 7.1, les symboles figurant dans le Tableau 7.1.1-1 s'appliquent en complément de ceux donnés dans le Tableau 3.2-1 : Tableau 7.1.1-1 — Symboles supplémentaires pour les besoins de 7.1 Symbole

Description

Unités

ekn

épaisseur de la partie torique

mm

es

épaisseur minimale du fond pour limiter la contrainte de membrane dans la partie sphérique

mm

ekn y

épaisseur minimale de la partie torique pour éviter une plastification axisymétrique

mm

ekn b

épaisseur minimale de la partie torique pour éviter le flambement plastique

mm

Do

diamètre extérieur du fond

mm

Di

diamètre intérieur du fond

mm

hi

hauteur intérieure du fond elliptique

mm

K

coefficient de forme pour les fonds elliptiques

Ri

rayon intérieur de la partie sphérique d'un fond torisphérique

mm

ri

rayon de carre intérieur

mm

ps

pression maximale permettant de limiter la contrainte de membrane dans la partie sphérique, pour le fond

MPa (N/mm²)

pkn y

pression maximale permettant d’éviter une plastification axisymétrique, pour la partie torique

MPa (N/mm²)

pkn b

pression maximale permettant d’éviter le flambement plastique, pour la partie torique

MPa (N/mm²)

-

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EN 13480-3:2012 (F) Version 2 (2013-08) 7.1.2

Fonds hémisphériques

L'épaisseur minimale requise pour un fond hémisphérique est donnée par l'équation suivante : e

pc D i

(7.1.2-1)

4 f z  pc

L'épaisseur de la partie cylindrique, ecyl, ne doit pas être inférieure à l'épaisseur minimale du tuyau raccordé calculée conformément à 6.1 jusqu'au point A défini Figures a) et b) de 7.1.2-1.

a) Chanfrein extérieur

b) Chanfrein intérieur

Figure 7.1.2-1 — Fonds hémisphériques

7.1.3

Fonds torisphériques

Ce paragraphe doit s'appliquer si les conditions suivantes sont vérifiées simultanément : ri  0,2 Di ri  0,06 Di ri  2 e 0,001 Di  e  0,08 Di

Ri  Do

If e  0,003Di alors la méthode est applicable seulement:  aux fonds en acier au carbone et en acier austénitique inoxydable ; et  pour une température de calcul tc  100 °C. L'épaisseur minimale requise e est égale à la plus grande des épaisseurs es, ekn y et ekn b, où

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EN 13480-3:2012 (F) Version 2 (2013-08) pc R i 2f z  0,5 pc

es 

(7.1.3-1)

 pc 0,75Ri  0,2D i 

ekn y 

(7.1.3-2)

f

avec  calculé conformément à 7.1.5 et 1

 p ekn b  0,75R i  0,2Di   c 111 f b

 Di   ri

  

0 , 825

 1,5  

(7.1.3-3)

où  fb

est la contrainte de calcul permettant d’éviter le flambement :

 pour tous les matériaux à l'exception de l'acier austénitique inoxydable formé à froid : fb  f

(7.1.3-4)

pour l'acier austénitique inoxydable formé à froid : f b  1,6f NOTE

(7.1.3-5)

Le coefficient 1,6 tient compte de l'influence favorable de l'écrouissage.

Pour une géométrie donnée, la pression maximale PS est la plus petite des pressions ps, pkn y et pkn b, où ps 

2 f ea z R i  0,5 e a

pkn



y

(7.1.3-6)

f ea  0,75R i  0,2Di 

(7.1.3-7)

avec  calculé conformément à 7.1.5 pkn NOTE

b

 ea  111 f b  0 , 75 R i  0,2 Di 

  

1, 5

 ri   Di

  

0 , 825

(7.1.3-8)

Lorsque ekn y > 0,005 Di, il n’est pas nécessaire de calculer ekn b ou pkn b.

Il est permis de diminuer l'épaisseur de la partie sphérique du fond jusqu'à la valeur es sur une zone circulaire dont la distance à la partie torique n’est pas inférieure à

Ri ekn , comme représenté Figure 7.1.3-1.

47

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EN 13480-3:2012 (F) Version 2 (2013-08)

Figure 7.1.3-1 — Fonds torisphériques

Tout bord cylindrique doit satisfaire aux prescriptions de 6.1 relatives au tuyau droit, sauf si sa longueur n’est pas supérieure à 0,2 Di ekn , auquel cas son épaisseur et celle de la partie torique peuvent être les mêmes. 7.1.4

Fonds elliptiques

Ce paragraphe s'applique aux fonds pour lesquels 1,7 < K < 2,2 et z = 1, avec

K

Di (voir Figure 7.1.4-1). 2 hi

Figure 7.1.4-1 — Fonds elliptiques

Les fonds elliptiques doivent être calculés comme des fonds torisphériques équivalents avec : r i  Di 0,5 / K  0,08 

(7.1.4-1)

R i  Di 0,44K  0,02

(7.1.4-2)

et

48

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EN 13480-3:2012 (F) Version 2 (2013-08) Calcul de 

7.1.5

 doit être calculé à partir des équations suivantes : Y  min e / Ri ; 0,04 

(7.1.5-1)

Z  log 1 / Y 

(7.1.5-2)

X  ri / Di

(7.1.5-3)

 1 N  1,006  4 6,2  90Y  

   

(7.1.5-4)

Pour X = 0,06





β   0,06  N  0,3635 Z 3  2,2124 Z 2  3,2937 Z  1,8873

(7.1.5-5)

Pour 0,06  X  0,1 ,



β  25 0,1  X   0,06   X  0,06   0,1



(7.1.5-6)

Pour X = 0,1



   0,1  N  0,1833 Z 3  1,0383 Z 2  1,2943 Z  0,8370



(7.1.5-7)

Pour 0,1  X  0,2 ,

  10 0,2  X   0,1   X  0,1  0, 2 

(7.1.5-8)

Pour X = 0,2 ,





   0, 2  max 0,532  1,843 Y  78,375 Y 2 , 0,5 NOTE 1



(7.1.5-9)

 peut être obtenu à partir des Figures 7.1.5-1 et 7.1.5-2.

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Figure 7.1.5-1 — Calcul d'un fond torisphérique

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Figure 7.1.5-2 — Calcul d’un fond torisphérique

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EN 13480-3:2012 (F) Version 2 (2013-08) 7.2 Fonds plats circulaires 7.2.1

Généralités

Ce paragraphe s'applique au calcul des fonds plats circulaires assemblés à la tuyauterie par soudage ou par boulonnage et prend en compte le renforcement des ouvertures. 7.2.2

Symboles

Pour les besoins de 7.2 les symboles figurant dans le Tableau 7.2.2-1 s'appliquent en complément de ceux donnés dans le Tableau 3.2-1.

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EN 13480-3:2012 (F) Version 2 (2013-08) Tableau 7.2.2-1 — Symboles supplémentaires pour les besoins de 7.2 Symbole

Description

Unité

b

Largeur effective du joint

mm

d

Diamètre de l'ouverture ou diamètre équivalent des ouvertures munies de tubulures

mm

di

Diamètre intérieur de la tubulure

mm

do

Diamètre extérieur de la tubulure

mm

e

Epaisseur de paroi minimale requise pour un fond sans ouvertures

mm

ea b

Epaisseur utile de la paroi de la tubulure

mm

er b

Epaisseur de paroi minimale requise pour une tubulure soumise à une pression intérieure

mm

eop

Epaisseur de paroi minimale requise pour un fond, tenant compte du renforcement de l'ouverture

mm

ea f

Epaisseur de paroi utile d'un fond plat à bord tombé

mm

eeq

Epaisseur équivalente de l'enveloppe cylindrique au voisinage du fond

mm

erg

Epaisseur de paroi minimale requise pour un fond plat au droit de la rainure de décharge

mm

e1

Epaisseur de paroi minimale requise pour la région périphérique du fond

mm

eA

Epaisseur de paroi minimale requise du fond pour la situation d'assise du joint

mm

ep

Epaisseur de paroi minimale requise pour chaque situation sous pression

mm

f1

Contrainte nominale de calcul du matériau du fond

MPa (N/mm²)

f2

Contrainte nominale de calcul du matériau utilisé pour l'enveloppe cylindrique

MPa (N/mm²)

fA

Contrainte nominale de calcul du matériau du fond pour la situation d'assise du joint

MPa (N/mm²)

h

Distance du centre de l'ouverture au bord intérieur du tuyau

mm

l

Longueur de tubulure participant au renforcement

mm

lcyl

Longueur de l'enveloppe cylindrique mesurée comme indiqué Figures 7.2.3-1

mm

m

Coefficient de serrage du joint

-

ri

Rayon intérieur du bord tombé

mm

y

Pression d'assise du joint (voir Tableau 7.2.4-1)

MPa (N/mm²)

Ar

Aire de la tubulure contribuant au renforcement

mm

Di

Diamètre intérieur de l'enveloppe cylindrique/du tuyau

mm

Lorsque l'épaisseur de l'enveloppe cylindrique n'est pas constante à proximité du fond, Di est le diamètre intérieur de la portion d'enveloppe d'épaisseur équivalente eeq. Deq

Diamètre équivalent d'un fond plat à bord tombé tel que représenté Figure 7.2.3-1

mm

Dp

Diamètre moyen du joint

mm

Dt

Diamètre du cercle de perçage des trous de boulons

mm

FA

Force de traction sur les boulons pour la situation d'assise du joint

K

Distance entre les axes de deux ouvertures voisines

mm

Y1

Coefficient de calcul du renforcement d'une ouverture

-

Y2

Autre coefficient de calcul relatif au renforcement d'une ouverture

-

N

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NF EN 13480-3 V2:2012-10

EN 13480-3:2012 (F) Version 2 (2013-08) 7.2.3 7.2.3.1

Fonds plats non entretoisés soudés à des tuyaux/des enveloppes cylindriques Généralités

Ce paragraphe doit être utilisé pour déterminer l'épaisseur de paroi des fonds plats non entretoisés ne comportant pas d'ouverture et soudés à l'extrémité d'un tuyau. Les fonds suivants sont traités en 7.2.3 : a) fonds plats à bord tombé assemblés à une enveloppe cylindrique par une soudure bout à bout comme représenté Figures 7.2.3-1 ; b)

fonds plats à bord tombé assemblés à une enveloppe cylindrique par des soudures d’angle, des soudures à pénétration partielle et des soudures à pleine pénétration comme représenté Figure 7.2.3-3 ;

c)

fonds plats à rainure de décharge périphérique comme représenté Figure 7.2.3-5.

NOTE Les modes de défaillance couverts par 7.2.3 sont la déformation excessive au centre du fond et la déformation progressive du tuyau à sa jonction avec le fond.

7.2.3.2

Fonds plats à bord tombé

L'épaisseur de paroi minimale requise pour un fond plat à bord tombé est donnée par l'équation suivante e  C1Deq

pc f1

(7.2.3-1)

où  C1 est un coefficient déterminé à partir de la Figure 7.2.3-2 ou à partir de l’équation suivante :  Di  eeq eeq    C1  max 0,40825 A1 ;0.2991  1.7  Di Di       eeq  où A1  B11  B1 2Di  eeq   

3f B1  1  pc

(7.2.3-3)

 eeq   pc 3 2Di  eeq eeq 2 Di 3       16  Di  eeq   f 1 4 Di  eeq 3  Di  eeq   2

(7.2.3-2)

4

(7.2.3-4)

Le bord tombé du fond plat doit être assemblé à la partie cylindrique par une soudure circulaire bout à bout. Cette équation est applicable dans le cas où le rayon ri > ea f. Dans tous les autres cas, les fonds à bord tombé doivent être calculés comme des fonds plats sans bord tombé (voir 7.2.3.3). Les fibres moyennes peuvent être décalées sans toutefois que ce décalage aille au-delà de l'alignement des faces internes ou externes. Le raccordement des surfaces doit se faire suivant un angle ne dépassant pas 30 °.

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EN 13480-3:2012 (F) Version 2 (2013-08) L'épaisseur utile de la partie cylindrique doit être au moins égale à eeq sur une longueur égale à : l cyl  0,5

D  e  e i

eq

(7.2.3-5)

eq

Si l'épaisseur de la partie cylindrique n'est pas constante au voisinage du fond, l'épaisseur équivalente sur la longueur doit être au moins égale à eeq comme indiqué Figures 7.2.3-1b et 7.2.3-1c, avec Ai = Ao.

Figure 7.2.3-1 — Fonds plats à bord tombé

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EN 13480-3:2012 (F) Version 2 (2013-08)

Quand la droite à P/fmin constant donné ne coupe pas la courbe appropriée à es/Di constant, C1 est donné par la courbe enveloppe inférieure pour P/fmin donné.

Figure 7.2.3-2 — Coefficient C1

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NOTE

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NF EN 13480-3 V2:2012-10

EN 13480-3:2012 (F) Version 2 (2013-08) 7.2.3.3

Fonds plats sans bord tombé

Ce paragraphe doit être utilisé pour les fonds plats sans bord tombé (voir Figure 7.2.3-3).

NOTE 1 Les détails concernant les soudures sont donnés dans EN 13480-4. NOTE 2 Pour les configurations b), c) et h) il convient de veiller à ce que les valeurs de la résistance dans la direction perpendiculaire à la surface soient suffisantes. Des essais pour vérifier l'absence d'arrachement lamellaire sont requis.

Figure 7.2.3-3 — Assemblages en angle des fonds plats sans bord tombé

L'épaisseur de paroi minimale requise pour un fond sans bord tombé est donnée par les équations suivantes :  pour les situations normales de service  pc pc e  max  C1 Di ; C 2 Di  f1 f min 

   

(7.2.3-6)

 pour les situations exceptionnelles de service ou la situation d'essai e  C 1 Di

pc f1

(7.2.3-7)

où : fmin est égal à la plus petite des valeurs f1 et f2 ;

le coefficient C1 est déterminé à partir de la Figure 7.2.3-2, en utilisant la valeur de fmin pour f1 ; le coefficient C2 est déterminé à partir de la Figure 7.2.3-4 ou des équations suivantes :

57

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EN 13480-3:2012 (F) Version 2 (2013-08)

g

Di Di  e eq

(7.2.3-8)



H  4 12 1  2

J

U

e eq



(7.2.3-9)

Di  e eq

3fmin Di2  1 pc 4Di  eeq eeq

2 2   g 



3 1  2

(7.2.3-11)



Pas utilisé

(7.2.3-12)

 3 U  Di   e eq   2J  1    1 1   A  4 e  Di  e eq   eq  

(7.2.3-13)

 3 U Di   3  J H ²  2   g  g  H B    2  8 e eq  

(7.2.3-14)





3 Di  eeq eeq  3  H ²  3 2    2J F  U g  2g 2  g 4 8  e D  e 16 eq i eq   2   eeq   3 2 4 H    G 2g  g  2J  Di  eeq   8    





g g

eeq Di  eeq

(7.2.3-15)

(7.2.3-16)

a

B A

(7.2.3-17)

b

F A

(7.2.3-18)

c

G A

(7.2.3-19)

N

58

(7.2.3-10)

b a²  3 9

(7.2.3-20)

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EN 13480-3:2012 (F) Version 2 (2013-08) Q

K

c a b a3   2 6 27

N3 Q2

(7.2.3-21)

(7.2.3-22)

1   lorsque Q  0: S  3 Q 1 1 K  2   

(7.2.3-23)

1   lorsque Q < 0: S  3 Q 1 1 K  2   

(7.2.3-24)

L’épaisseur de paroi minimale requise donnée par l’équation suivante dans 7.2.3-6 pour les situations normales de service : e  C 2 Di

pc f min

(7.2.3-25)

est donnée par l’équation suivante : a N e  Di  e eq   S   3 S

(7.2.3-26)

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EN 13480-3:2012 (F) Version 2 (2013-08)

60

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Figure 7.2.3-4 — Coefficient C2

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EN 13480-3:2012 (F) Version 2 (2013-08) NOTE Lorsque les valeurs de eeq/Di et pc/f1 conduisent à une valeur du coefficient C2 inférieure à 0,30, seul le premier terme de l'équation (7.2.3-6) est à prendre en considération.

Lorsque ri  ea f, la longueur lcyl doit être la suivante : l cyl 

7.2.3.4

D  e  e i

eq

(7.2.3-27)

eq

Fonds plats avec rainure de décharge

Les fonds plats avec rainure de décharge sont interdits dans le domaine du fluage. L'épaisseur de paroi minimale requise, e, pour un fond plat avec une rainure de décharge est donnée par les équations (7.2.3-6) et (7.2.3-7). L'épaisseur de paroi minimale requise au fond de la rainure, erg, est donnée par :  f  erg  max e eq ; e eq 2  f1  

(7.2.3-28)

L'épaisseur de paroi minimale, eeq, pour la partie cylindrique doit être conforme à 6.1 et déterminée pour la contrainte nominale de calcul f = min (f1 ; f2). Le rayon minimal de la rainure de décharge, ri, doit être au maximum de (0,25 eeq, 5 mm) (voir Figure 7.2.3-5).

Figure 7.2.3-5 — Fonds plats avec rainure de décharge 7.2.4 7.2.4.1

Fonds plats circulaires boulonnés non entretoisés Généralités

Ce paragraphe doit être utilisé pour déterminer l'épaisseur de paroi des fonds plats circulaires boulonnés ne comportant pas d'ouverture.

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EN 13480-3:2012 (F) Version 2 (2013-08) Les fonds suivants sont traités en 7.2.4 :  fonds avec joint entièrement situé à l'intérieur du cercle de perçage des trous de boulons(voir Figure 7.2.4-1) ;  fonds avec joint portant de part et d'autre du cercle de perçage des trous de boulons (voir Figure 7.2.4-2). Ces fonds peuvent être d'épaisseur uniforme ou non. L'épaisseur de paroi minimale requise concerne la totalité de la surface située à l'intérieur du joint. Les fonds avec joint non équilibré (brides à faces plates), voir EN 1591-1, ne sont pas couverts par ce paragraphe. 7.2.4.2 Fonds circulaires avec joint entièrement situé à l'intérieur du cercle de perçage des trous de boulons

L'épaisseur de paroi minimale requise, e, pour le fond est donnée par :

e  max e A ; e p 

(7.2.4-1)

où

 pour la situation d'assise du joint (serrage initial) : 3

eA 



D

t



- Dp FA

Dp f A

(7.2.4-2)

avec FA donné par l'équation suivante : FA   bDp y

(7.2.4-3)

 pour les situations de calcul :   p  Dp  ep  0,31Dp2  3   2bm  D t  Dp  c   f1  4 

(7.2.4-4)

Les différentes valeurs de m et de y sont données dans le Tableau 7.2.4-1. L'épaisseur de paroi minimale requise pour la région périphérique du fond est la plus grande des valeurs calculées à partir de l'équation (7.2.4-2) ou l’équation (7.2.4-5) pour chacune des situations de calcul.

 Dp  p e1  3   2bm  D t  Dp  c f1 4  

62

(7.2.4-5)

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EN 13480-3:2012 (F) Version 2 (2013-08)

a) et b) : c) et d) : e) et f) :

fonds à face de joint plate fonds à emboîtement mâle fonds à emboîtement femelle

Figure 7.2.4-1 — Fonds plats circulaires avec joint entièrement situé à l'intérieur du cercle de perçage des trous de boulons

63

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EN 13480-3:2012 (F) Version 2 (2013-08) 7.2.4.3

Fonds plats avec joint portant de part et d'autre du cercle de perçage des trous de boulons

L'épaisseur de paroi minimale requise pour un fond plat boulonné avec joint portant de part et d'autre du cercle de perçage des trous de boulons (voir Figure 7.2.4-2) est donnée par l'équation suivante : e  0,41D t

pc f1

(7.2.4-6)

Figure 7.2.4-2 — Fond plat boulonné avec joint portant de part et d’autre du cercle de perçage des trous de boulons

L'épaisseur de paroi minimale requise pour la région périphérique du fond est donnée par l'équation suivante : e1  0,8 e

(7.2.4-7)

Tableau 7.2.4-1 — Coefficients de serrage du joint (m) recommandés et pression minimale d’assise du joint (y) pour la situation d'assise Matériau du joint

Coefficient de serrage du joint

m Élastomère non entoilé ou sans forte 1 proportion de fibres d'amiante : 2 dureté shore inférieure 75 et dureté shore ou IRH supérieure ou égale à 75

0,50 1,00

1

pression minimale d’assise du joint y N/mm2

0 1,4

Amiante avec liant adapté aux conditions de épaisseur 3,2 mm 2,0 service épaisseur 1,6 mm 2,75 3,5 épaisseur 0,8 mm

11,0 25,5 44,8

Élastomère avec entoilage coton

1,25

2,8

2,25 2,5 2,75

15,2 20,0 25,5

1

Elastomère avec entoilage amiante avec ou sans fil de renforcement

3-plis 2-plis 1-plis

Schémas

(à suivre)

64

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EN 13480-3:2012 (F) Version 2 (2013-08) Tableau 7.2.4-1 (suite) Matériau du joint

Coefficient de serrage du joint

m Fibre végétale

1,75

Métal enroulé en spirale avec garniture 1 amiante

1

Amiante enrobé d'une enveloppe métallique ondulée ou métal ondulé avec garniture 1 d'amiante

Amiante enveloppe ondulée

1

Métal ondulé

enrobé métallique

d'une non

Carbone inoxydable monel

2,50 ou 3,00

adaptée à l’ application

2,50 2,75 3,00 3,25 3,50

20,0 25,5 31,0 37,9 44,8

Aluminium recuit Cuivre ou laiton recuit Fer ou acier doux Monel Acier allié avec une teneur en chrome de 4 to 6 % Aciers inoxydables

3,25 3,5 3,75 3,5 3,75

37,9 44,8 52,4 55,1 62,0

3,75

62

Aluminium recuit

2,75

25,5

Cuivre ou laiton recuit

3,00

31,0

Fer ou acier doux

3,25

37,9 44,8

Aciers inoxydables

3,75

52,4

Aluminium recuit

3,25

37,9

Cuivre ou laiton recuit

3,5

44,8

Fer ou acier doux

3,75

52,4

Monel ou acier allié avec 3,75

Schémas

7,6

Aluminium recuit Cuivre ou laiton recuit Fer ou acier doux Monel ou acier allié avec une teneur en chrome de 4 à 6 % Aciers inoxydables

Monel ou acier allié avec 3,5 une teneur en chrome de 4 à 6%

Métal strié

Pression minimale d’assise du joint y N/mm2

62

une teneur en chrome de 4 à 6% 4,25

69,5

Aciers inoxydables (à suivre)

65

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EN 13480-3:2012 (F) Version 2 (2013-08) Tableau 7.2.4-1 (suite) Matériau du joint

Coefficient de serrage du joint

m Joint métallique plat lisse

Joint annulaire

Pression minimale d’assise du joint y N/mm2

Aluminium recuit

4,00

60,6

Cuivre ou laiton recuit

4,75

89,5

Fer ou acier doux

5,5

124

Monel ou acier allié avec 6,0 une teneur en chrome de 4 à 6%

150

Aciers inoxydables

6,5

179

Fer ou acier doux

5,50

124

Monel ou avec une teneur 6,00 en chrome de 4 à 6%

150

6,50

179

0 à 0,25

0,7

Aciers inoxydables

Schémas

Joints élastomère toriques : dureté shore inférieure à 75 dureté shore 75 et 85 et supérieure

1,4

Joints élastomère à section carrée : dureté shore et IRH inférieure à 75

0 à 0,25

dureté shore et IRH 75 et 85

1,0 3

2,8

Joints élastomère à section en T : dureté shore et IRH inférieure à 75

0 à 0,25

dureté shore et IRH comprise entre 75 et 85

1,0 2,8

NOTE 1 : Les joints en amiante ne sont pas autorisés dans de nombreux pays de l’UE. NOTE 2 : Lors du choix des matériaux du joint pour une utilisation avec des brides en alliage d'aluminium, il convient de prendre en compte les valeurs relatives de dureté des matériaux composant le joint et la bride .

a

Les nouveaux joints entoilés sans amiante, ne sont pas forcément des substituts directs pour les produits à base d'amiante. En particulier des limitations peuvent être appliquées en ce qui concerne la pression, la température et la charge des boulons. A utiliser dans le domaine défini dans les recommandations du fabricant.

b c

66

Voir BS 903 : Part 26

Cette valeur a été calculée.

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EN 13480-3:2012 (F) Version 2 (2013-08) 7.2.5 7.2.5.1

Renforcements des ouvertures dans les fonds plats non entretoisés Généralités

Ce paragraphe s'applique au renforcement des ouvertures isolées ou multiples dans des fonds plats non entretoisés (soit boulonnés soit soudés au tuyau adjacent) à condition que le diamètre de ces ouvertures ne soit pas supérieur à 50 % du diamètre intérieur du tuyau Di pour les fonds soudés ou ne soit pas supérieur à 50 % du diamètre moyen du joint Dp pour les fonds boulonnés. Les trous borgnes taraudés destinés aux goujons pour l'assemblage à des brides de tuyauterie normalisées doivent être suffisamment résistants pour qu’aucun renforcement ne soit nécessaire, à condition qu'ils soient situés autour d'une ouverture de diamètre non supérieur au diamètre maximal de l’alésage de la bride normalisée qui aurait été boulonnée sur cette ouverture, et à condition que l'épaisseur au fond du trou, e b b , soit au moins égale à 50 % du diamètre du goujon d b t (voir Figure 7.2.5-1).

Figure 7.2.5-1 - Fond plat avec ouverture boulonnée 7.2.5.2

Fonds plats avec ouvertures

Pour les fonds plats soudés au tuyau tels que représentés Figures 7.2.3-1, 7.2.3-3 et 7.2.3-5 l'épaisseur de paroi, eop, doit être égale à :

 e op  max Y1 e ; C1 Y2  

Di

pc f1

   

(7.2.5-1)

Pour les fonds boulonnés tels que représentés Figures 7.2.4-1 et 7.2.4-2 l'épaisseur de paroi, eop, doit être égale à :

e op  Y2 e

(7.2.5-2)

où Y1 et Y2 sont définis comme suit :  K Y1  min  2 ; 3  d K 

   

(7.2.5-3)

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EN 13480-3:2012 (F) Version 2 (2013-08) Y2 

K K d

(7.2.5-4)

où

K

est la distance entre les centres de deux ouvertures voisines (voir Figure 7.2.5-2). Pour une ouverture isolée :

d



pour l'équation (7.2.5-3), K est égal à deux fois la distance h du centre de l'ouverture à la circonférence de diamètre Di ;



pour l'équation (7.2.5-4), K est égal au diamètre du fond Di.

est le diamètre équivalent, qui ne doit pas être utilisé si d < 0 et qui est donné par : —

dans le cas de tubulures posées

d  di  —

2Ar eop

(7.2.5-5)

dans le cas de tubulures pénétrantes d  do 

2Ar eop

(7.2.5-6)

où

Ar

est l'aire de renforcement représentée respectivement Figure 7.2.5-3 ou 7.2.5-4.

Lorsque la contrainte nominale de calcul de la tubulure est inférieure à celle du fond plat, l'aire Ar doit être multipliée par le rapport de la contrainte de calcul du fond plat à celle de la tubulure. Lorsque le fond comporte deux ouvertures de diamètres (réels ou équivalents) différents, la valeur moyenne des deux diamètres considérés doit être utilisée pour d lorsqu'on considère la paire de trous correspondante pour le calcul des coefficients Y1 et Y2. Lorsque les ouvertures sont réparties irrégulièrement, la paire d'ouvertures pour laquelle les coefficients Y1 et Y2 sont les plus grands doit être retenue. Chaque ouverture doit être vérifiée en tant qu'ouverture isolée dans tous les cas.

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EN 13480-3:2012 (F) Version 2 (2013-08)

Figure 7.2.5-2 - Fonds plats avec ouvertures multiples

Figure 7.2.5-3 - Aire de renforcement Ar pour les tubulures posées

8

Figure 7.2.5-4 - Aire de renforcement Ar pour les tubulures pénétrantes

Ouvertures et raccordements des tubulures

8.1 Généralités Ce paragraphe doit s'appliquer aux enveloppes cylindriques, aux enveloppes coniques, aux enveloppes sphériques et aux fonds bombés comportant des ouvertures circulaires, elliptiques ou oblongues à condition que les hypothèses et les conditions spécifiées dans l'Article 8 soient satisfaites. Pour les besoins de l'Article 8, le mot « enveloppe » doit s'appliquer aux tuyaux sans tracé préalable et aux collecteurs en plus des enveloppes proprement dites. NOTE Les forces et/ou les moments engendrés par des chargements autres que la pression intérieure ne sont pas pris en considération dans la présente méthode de calcul.

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EN 13480-3:2012 (F) Version 2 (2013-08) Une méthode alternative pour le calcul des ouvertures est donnée en Annexe O (normative). Cette nouvelle procédure est basée sur l'analyse limite et l'analyse d'adaptation plastique et permet de concevoir le raccordement ainsi que le renforcement si nécessaire, et convient tout particulièrement pour les grandes ouvertures. Comme pour les Articles 6, 7, 8, 9 et 11, les exigences de l’Annexe O doivent s’appliquer pour des charges essentiellement non-cycliques. Cette méthode s'applique aux raccordements qui sont auto-renforcés et aussi aux raccordements pour lesquels des plaques de renfort sont utilisées. Les raccordements de tubulures obliques sont également couverts. De plus, les moments significatifs engendrés par des chargements autres que la pression intérieure, tels que les moments de flexion ou de torsion, peuvent être pris en considération dans cette nouvelle méthode de calcul.

8.2 Symboles Pour les besoins de l'Article 8, les symboles figurant dans le Tableau 8.2-1 s'appliquent en complément de ceux donnés dans le Tableau 3.2-1. Tableau 8.2-1 — Symboles supplémentaires pour les besoins de l'Article 8 Symbole

Description

Unités

Af

aire effective de la section transversale de la paroi considérée, sans surépaisseur ni tolérance

mm²

Ap

aire soumise à la pression

mm²

D

diamètre de l'enveloppe

mm 1

Dm

diamètre moyen, identifié par l'indice

e

épaisseur de paroi minimale requise, identifiée par l'indice 1

mm

1

mm

ea

épaisseur de paroi utile, identifiée par l'indice

eord

épaisseur de paroi de commande, identifiée par l'indice 1

mm

d

diamètre de la tubulure et du tuyau raccordé

mm

dm

diamètre moyen, identifié par l'indice 1

mm

Lb

distance entre les centres de deux tubulures voisines

mm

l

longueur contribuant au renforcement, identifiée par l'indice 1

mm

R

rayon du fond sphérique ou elliptique-

mm

x

distance minimale à la discontinuité la plus proche

mm



demi-angle au sommet de la réduction

°



angle d'inclinaison de l'axe de la tubulure par rapport à la normale à l'enveloppe ou au fond

°



angle formé par l'axe du collecteur et la droite passant par les centres de deux tubulures voisines (voir Figure 8.4.1-1)

°

a

Les indices suivants s'appliquent: b

tubulure

s

enveloppe ou fond

pl plaque de renfort 

70

angle

mm

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NF EN 13480-3 V2:2012-10

EN 13480-3:2012 (F) Version 2 (2013-08) 8.3 Limitations 8.3.1

Rapport des épaisseurs

Le rapport des épaisseurs ea b / ea s utilisé dans les calculs ne doit pas être supérieur à la valeur obtenue en fonction de di/Di.,à partir de la Figure 8.3.1-1 pour les enveloppes cylindriques ou coniques et de la Figure 8.3.1-2 pour les enveloppes sphériques ou les fonds bombés.

Légende

1

pour f  250 MPa (N/mm²) seulement

2

pour f < 250 MPa (N/mm²) seulement Figure 8.3.1-1 — Rapport des épaisseurs en fonction du rapport des diamètres pour les enveloppes cylindriques et coniques

71

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EN 13480-3:2012 (F) Version 2 (2013-08)

Légende

1

pour f  250 MPa (N/mm²) seulement

2

pour f < 250 MPa (N/mm²) seulement

Figure 8.3.1-2 — Rapport des épaisseurs en fonction du rapport des diamètres pour les fonds sphériques et les fonds bombés

Pour les fonds bombés (hémisphériques, torisphériques ou elliptiques) des ouvertures telles que di/Di > 0,3, mais non supérieur à 0,6 sont permises si les conditions suivantes sont satisfaites :

 l'ouverture est renforcée conformément à 8.4.3 ou 8.4.4 ;  le rapport des épaisseurs ea b/ea s n’est pas supérieur à la valeur obtenue en fonction de di/Di à partir de la Figure 8.3.1-2. 8.3.2

Ouvertures au voisinage de discontinuités

Ce paragraphe s'applique aux enveloppes cylindriques et coniques, aux fonds elliptiques et torisphériques lorsque les ouvertures sont éloignées de toute discontinuité dans l'enveloppe d'une distance x non inférieure aux valeurs indiquées pour chaque type d'enveloppe. a)

Pour les ouvertures dans les enveloppes cylindriques la distance x doit être est la suivante : — dans le cas d’une enveloppe cylindrique raccordée à un fond bombé, à la grande base d'une enveloppe conique, à un fond plat, à des compensateurs de dilatation ou à des brides : x  max  0,2l s ; 3,0 eas 

72

(8.3.2-1)

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EN 13480-3:2012 (F) Version 2 (2013-08) — dans le cas d’une enveloppe cylindrique raccordée à la petite base d'une enveloppe conique, à un fond hémisphérique ou à d'autres enveloppes cylindriques non coaxiales : x  ls

(8.3.2-2)

où x est tel que représenté Figure 8.3.2-1. et ls est défini par l'équation (8.4.1-2).

Figure 8.3.2-1 — Ouverture dans une enveloppe cylindrique

b) Pour les ouvertures dans les enveloppes coniques raccordées à une enveloppe cylindrique, les distances xL et xS représentées Figure 8.3.2-2 doivent être les suivantes : — à la grande base   Dm L e as x L  max 0,2 ; 3,0 e as    cos   

(8.3.2-3)

— à la petite base   DmS e as x S  max 0,2 ; 3,0 e as    cos   

(8.3.2-4)

73

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NF EN 13480-3 V2:2012-10

EN 13480-3:2012 (F) Version 2 (2013-08) où

DmL

est le diamètre moyen de l'enveloppe cylindrique raccordée à la grande base ;

Dms

est le diamètre moyen de l'enveloppe cylindrique raccordée à la petite base.

Figure 8.3.2-2 — Ouverture dans une enveloppe conique 8.3.3

Types de renforcement

Les enveloppes cylindriques et coniques, les enveloppes sphériques et les fonds bombés comportant des ouvertures doivent être renforcées lorsque cela est exigé par l’Article 8. Le renforcement d'une ouverture peut être obtenu par l'une des méthodes suivantes :

 augmentation de l'épaisseur de la paroi de l'enveloppe par rapport à celle de l'enveloppe sans ouvertures (voir Figure 8.3.3-1),  utilisation de plaques de renfort rapportées soudées (voir Figures 8.3.3-2),  augmentation de l'épaisseur de paroi de la tubulure (voir Figure 8.3.3-3),  combinaison des méthodes mentionnées ci-dessus. Lorsqu'un renforcement est prévu, celui-ci doit être identique dans tous les plans passant par l'axe de l'ouverture ou de la tubulure. Les tubulures posées ou pénétrantes assemblées par soudure d'étanchéité uniquement ne doivent pas être considérées comme un renforcement et doivent être calculées conformément à 8.4.2.

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EN 13480-3:2012 (F) Version 2 (2013-08) 8.3.4

Méthode de calcul

L'aire de renforcement d'une enveloppe comportant des ouvertures ne peut être calculée directement mais doit d'abord faire l'objet d'une estimation. Cette estimation doit être vérifiée par la méthode décrite dans les paragraphes suivants. La méthode appliquée découle des prescriptions relatives aux enveloppes cylindriques, aux enveloppes sphériques et aux parties sphériques des fonds bombés et conduit à des relations entre l'aire Ap soumise à la pression et l'aire de la section droite Af. soumise aux contraintes. Dans certaines conditions il peut s'avérer nécessaire de répéter le calcul en utilisant une estimation corrigée de l'aire de renforcement. 8.3.5

Ouvertures elliptiques et raccordements de tubulures obliques

Dans le cas d'ouvertures elliptiques ou oblongues ne comportant pas de tubulure, le rapport du grand axe au petit axe ne doit pas dépasser 2,0. Pour les besoins du calcul, le diamètre des ouvertures elliptiques ou oblongues dans les enveloppes cylindriques et coniques, doit être pris égal à la dimension suivant l'axe de l'enveloppe, alors que pour les enveloppes sphériques et les fonds bombés le diamètre doit être pris égal au grand axe. Pour les tubulures obliques raccordées à des enveloppes cylindriques ou sphériques, l'angle entre la normale à la paroi de l'enveloppe et l'axe de la tubulure, , doit être compris entre 0° et 45° (voir Figures 8.4.3-3, 8.4.3-4 et 8.4.3-5).

a) enveloppe cylindrique

b) enveloppe sphérique

Figure 8.3.3-1 — Renforcement par augmentation de l'épaisseur de la paroi de l'enveloppe

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EN 13480-3:2012 (F) Version 2 (2013-08)

a) traversante

b) pénétrante

NOTE Il convient de tenir compte de l’effet de l'écoulement dans la conception des tubulures traversantes.

Figure 8.3.3-2 — Renforcement au moyen de plaques de renfort

a) posée

b) pénétrante

c) traversante

NOTE 1 L’épaisseur de la paroi peut être augmentée vers l'intérieur ou l'extérieur de la tubulure NOTE 2 Il convient de tenir compte de l’effet de l'écoulement dans la conception des tubulures traversantes.

Figure 8.3.3-3 — Renforcement par augmentation de l'épaisseur de la paroi de la tubulure

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EN 13480-3:2012 (F) Version 2 (2013-08) 8.3.6

Plaques de renfort

Le renforcement des ouvertures par des plaques de renfort est limité aux conditions données Figure 8.3.6-1 et à un rapport de diamètres di/Di  0,8.

Figure 8.3.6-1 — Limites de pression et de température dans le cas d’utilisation de plaques de renfort 8.3.7

Enveloppe et renforts constitués de matériaux différents

Lorsque l'enveloppe et les renforts sont constitués de matériaux ayant des contraintes de calcul admissibles différentes et que la contrainte de calcul de l'enveloppe est la plus faible, c’est cette dernière qui doit être utilisée pour calculer le renforcement. Le matériau des renforts doit être choisi de telle manière que les contraintes thermiques dues à des coefficients de dilatation thermique nettement différents soient évitées. 8.3.8

Ouvertures extrudées

L'utilisation d'ouvertures extrudées est limitée à des ouvertures telles que le rapport des diamètres :

 di/Di  0,8 pour les matériaux autres que les aciers austénitiques,;  di/Di  1,0 pour les aciers austénitiques. Les aires Afs et Afb doivent être multipliées par un coefficient de 0,9 si l'épaisseur réelle de paroi de l'extrusion n'est pas connue. Les applications dans le domaine de fluage sont limitées à des ouvertures telles que le rapport di/Di  0,7 et la valeur de la contrainte de calcul doit être abaissée à 90 % de la valeur donnée dans l'Article 5. 8.3.9

Tubulures raccordées à des cintres ou à des coudes

La conception du raccordement de tubulures ou de supports à des accessoires de tuyauteries doit être conforme à l’Annexe E. Le raccordement de tubulures à des cintres ou des coudes n’est pas permis dans le cas d’application dans le domaine du fluage. 8.3.10 Tubulures vissées

Les tubulures vissées sont limitées à :

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EN 13480-3:2012 (F) Version 2 (2013-08)  une température de 400 °C ;  une pression de 40 bar ;  un diamètre de tubulure inférieur ou égal à DN 50. De plus,

 le filetage ne doit pas être défaillant ;  une soudure d'étanchéité doit être réalisée pour une température de conception supérieure à 200 °C, ou une pression de conception supérieure à 16 bar ;  des matériaux ayant des coefficients de dilatation thermique similaires doivent être utilisés pour le tuyau et la tubulure vissée ;  pour des raisons de soudabilité de la tubulure vissée, un matériau ayant une teneur en carbone inférieure à 0,25 % C doit être utilisé conformément à EN 13480-2 ;  la longueur minimale engagée du filetage ne doit pas être inférieure à : — 6 fois le pas jusqu’à DN 20 inclus ; — 7 fois le pas au-delà de DN 20 et jusqu’à DN 40 inclus ; — 8 fois le pas au-delà de DN 40 et jusqu’à DN 50 inclus. NOTE : Pour des tuyauteries contenant des fluides du groupe 1 et des tuyauteries soumises à des chargements de fatigue, la conception et l'utilisation de tubulures vissées doivent faire l'objet d'une attention particulière. Même une tubulure vissée avec soudure d'étanchéité ne doit pas être considérée comme un assemblage ne présentant aucun risque de fuite

(a) soudure d'étanchéité éventuelle

Figure 8.3.10-1 — Tubulures vissées

8.4 Ouvertures isolées 8.4.1

Généralités

Les ouvertures ou les tubulures voisines sont considérées comme des ouvertures isolées si la distance Lb entre les centres des ouvertures ou des tubulures, mesurée au niveau de la surface moyenne de l'enveloppe satisfait à la relation suivante :

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EN 13480-3:2012 (F) Version 2 (2013-08) Lb 

d1 d 2   2l s 2 2

(8.4.1-1)

où d1 et d2 sont :

 dans le cas d’enveloppes cylindriques et coniques, les diamètres des deux ouvertures ou les diamètres extérieurs des intersections des tubulures et des anneaux de renfort avec la paroi principale, mesurés suivant Lb (voir Figure 8.4.1-1) ;  dans le cas d’enveloppes sphériques et de fonds bombés, les longueurs des arcs mesurés au niveau de la surface moyenne de la paroi et ayant pour cordes do1 et do2 (voir Figure 8.4.1-2).

Légende (A) : direction longitudinale; (B) : direction circonférentielle

Figure 8.4.1-1 — Enveloppes cylindriques comportant des tubulures voisines faisant un angle  avec l'axe de l'enveloppe

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EN 13480-3:2012 (F) Version 2 (2013-08)

Figure 8.4.1-2 — Section droite d'une enveloppe sphérique comportant des tubulures voisines

et où ls pour chaque ouverture est donné par : l s  Deq eas

(8.4.1-2)

où

 Deq est le diamètre équivalent de l'enveloppe au centre de chaque ouverture, c'est-à-dire. — pour les enveloppes cylindriques Deq  Di  eas

(8.4.1-3)

ou Deq  Do  eas

(8.4.1-4)

— pour les fonds hémisphériques, torisphériques ou elliptiques

Deq  2R i  eas NOTE Voir 7.1.4 pour les fonds elliptiques.

80

(8.4.1-5)

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EN 13480-3:2012 (F) Version 2 (2013-08) — pour les enveloppes coniques Deq 

Dm  eas cos

(8.4.1-6)

Voir Figure 8.3.2-2. eas est l'épaisseur utile de l'enveloppe ou du fond sans tenir compte de l'épaisseur de la plaque de renfort. 8.4.2

Ouvertures non renforcées

Aucun renforcement n'est nécessaire si la condition suivante est respectée : d i  0,14

8.4.3

a)

D

eq

eas 

(8.4.2-1)

Ouvertures renforcées pour lesquelles di/Di < 0,8

Ouvertures de paroi renforcées par augmentation de l'épaisseur de la paroi

Le renforcement peut être obtenu en augmentant l'épaisseur de la paroi de l'enveloppe et/ou de la tubulure. . Cette épaisseur de paroi renforcée doit être maintenue sur les distances minimales ls le long de l'enveloppe et lb le long de la tubulure mesurées comme représenté Figures 8.3.3-1, 8.3.3-3 et 8.4.3-1. La longueur ls doit être calculée à partir de l'équation (8.4.1-2). Les longueurs lb et l’b doivent être calculées à partir de : lb

 d eq b eab

(8.4.3-1)

l'b

 0,5 d eq b eab mais non supérieure à la longueur réelle

(8.4.3-2)

De plus, la condition suivante doit être satisfaite : p  p     f b  c  A f b   f s  c  A f s  pc A p 2  2   

(8.4.3-3)

où Af

est l'aire de la section droite contribuant effectivement au renforcement (Afb + Afs) ;

Ap est l'aire soumise à la pression. lb et ls, donnés par les équations 8.4.3-1 et 8.4.1-2 sont les longueurs maximales servant au calcul des renforcements.

Une fois calculée, la dimension établie doit être vérifiée sur la pièce fabriquée. Si la conception indique une longueur plus courte que celle donnée par les équations 8.4.1-2 et 8.4.3-1, cette longueur doit être prise en compte dans le calcul du renforcement.

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EN 13480-3:2012 (F) Version 2 (2013-08)

Figure 8.4.3-1 — Renforcement par augmentation des épaisseurs de paroi de l'enveloppe et/ou de la tubulure

b)

Renforcement au moyen de plaques de renfort Les plaques de renfort doivent être en contact étroit avec l'enveloppe. La largeur de la plaque de renfort lpl, considérée comme contribuant au renforcement ne doit pas dépasser ls (voir équation (8.4.1-2) et Figures 8.3.3-2 et 8.4.3-2). l pl  l s

(8.4.3-4)

La valeur de ea pl utilisée pour la détermination de Af dépasser l'épaisseur eas de l'enveloppe :

pl

dans les équations (8.4.3-6) et (8.4.3-7) ne doit pas

ea pl  ea s

(8.4.3-5)

De plus la condition suivante doit être respectée :





p    f s  c  Af s + Af b  Af pl  pc Ap . 2  

(8.4.3-6)

où Af,pl est l'aire de la section droite de la plaque de renfort contribuant effectivement au renforcement ; Af,s est l'aire de la section droite de l'enveloppe. Si la contrainte de calcul de la tubulure, fb, et/ou de la plaque de renfort, fpl, est inférieure à celle de l'enveloppe, fs, la condition suivante doit être satisfaite, à la place de celle de l'Équation (8.4.3-6) : p  p  p      f s  c  Af s   f b  c  Af b   f pl  c  Af pl  p c Ap . 2  2  2    

(8.4.3-7)

NOTE En aucun cas une contrainte de calcul de la tubulure fb ou une contrainte de calcul de la plaque de renfort fpl supérieure à fs ne doit être prise en compte.

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EN 13480-3:2012 (F) Version 2 (2013-08)

Figure 8.4.3-2 — Renforcement par une plaque de renfort dans le cas d’une enveloppe cylindrique

c)

Raccordements de tubulures obliques à des enveloppes cylindriques et coniques Ce paragraphe s'applique aux tubulures non perpendiculaires à la paroi des enveloppes cylindriques ou coniques mais dont l'axe est situé dans un plan perpendiculaire à la génératrice de l'enveloppe passant par le centre de l'ouverture et forme un angle  avec la normale ou est situé dans un plan contenant l'axe de l'enveloppe et forme un angle  avec la normale. Pour les raccordements de tubulures non radiales, le renforcement doit être calculé pour la section longitudinale et la section transversale (voir Figure 8.4.3-4). Les équations (8.4.3-4) ou (8.4.3-6) et (8.4.3-7) s'appliquent, l'aire Ap est calculée avec : d

di cos 

(8.4.3-8)

La longueur maximale considérée comme contribuant au renforcement doit être calculée à l'aide de l'équation (8.4.1-2). L'angle  doit être défini comme représenté à la Figure 8.4.3-3 ou à la Figure 8.4.3-4 : 0° <   45°.

83

Il convient de tenir compte de l’effet de l'écoulement dans la conception des tubulures traversantes.

Figure 8.4.3-3 — Renforcement du raccordement d'une tubulure oblique à une enveloppe cylindrique ou conique

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NOTE

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a) Section droite

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b) Section X-X

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Figure 8.4.3-4 — Renforcement du raccordement d'une tubulure non radiale à une enveloppe cylindrique ou conique

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EN 13480-3:2012 (F) Version 2 (2013-08) d)

Raccordements de tubulures obliques à des enveloppes sphériques et à des fonds bombés Ce paragraphe s'applique aux tubulures raccordées à des enveloppes sphériques ou aux parties sphériques des fonds bombés, non perpendiculaires à la paroi de l'enveloppe et formant un angle  avec la normale. Le renforcement doit être calculé pour la section contenant l'axe de la tubulure et la normale à l'enveloppe au centre de l'ouverture (voir Figure 8.4.3-5). Le renforcement doit être calculé à l'aide des équations (8.4.3-3), (8.4.3-6) et (8.4.3-7), l’aire Ap étant calculée à l’aide de l’équation (8.4.3-8). La longueur maximale de l'enveloppe considérée comme contribuant au renforcement doit être évaluée au moyen de l'équation (8.4.1-2) et pour les tubulures au moyen de l'équation (8.4.3-1).

L’angle  est défini comme représenté Figure 8.4.3-5.

NOTE

Il convient de tenir compte de l’effet de l'écoulement dans la conception des tubulures traversantes.

Figure 8.4.3-5 — Renforcement du raccordement d'une tubulure oblique à des enveloppes sphériques ou des fonds bombés

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EN 13480-3:2012 (F) Version 2 (2013-08) Ouvertures isolées renforcées pour lesquelles 0,8 < d/D  1,0

8.4.4

Les équations données en 8.4.3 doivent être appliquées en prenant en compte le fait que les grandes ouvertures, pour lesquelles d/D > 0,8, ne sont pas permises pour une conception dans le domaine de fluage du matériau choisi,

8.5 Ouvertures voisines 8.5.1

Ouvertures non renforcées

Les ouvertures voisines non renforcées sont permises à condition que les limitations suivantes soient respectées :  la distance entre les axes de deux ouvertures ne doit pas être inférieure à la somme des diamètres intérieurs de ces ouvertures, mesurés au niveau de la surface intérieure de l'enveloppe.  s'il y a plus de deux ouvertures à l'intérieur d'une zone circulaire de diamètre Dca donné par Dca  2,0 Dm e as

(8.5.1-1)

 la somme des diamètres de ces ouvertures doit satisfaire à la relation suivante : n

d

i

 0,175 Dm e as

(8.5.1-2)

1

où n est le nombre d'ouvertures. 8.5.2 a)

Ouvertures renforcées pour lesquelles d/D  0,8

Renforcement des ouvertures voisines dans les enveloppes cylindriques

Dans le plan transversal passant par des ouvertures voisines, et faisant un angle  avec l'axe longitudinal de l'enveloppe cylindrique conformément à la Figure 8.4.1-1 la condition suivante doit être satisfaite si la contrainte de calcul des tubulures et celle des plaques de renfort sont supérieures ou égales à celle de l'enveloppe cylindrique ou conique : p   f  c 2 

  Ap s  1+ cos 2  Ap b   Af s + Af b  Af pl  p c     2









(8.5.2-1)

Si la contrainte de calcul des tubulures ou des plaques de renfort est inférieure à celle de l'enveloppe cylindrique ou conique, la condition suivante doit être satisfaite :  Ap s  p  p  p     1+ cos 2  Ap b   fs  c  Af s   fb  c  Af b   fpl  c  Af pl  pc  2  2  2      2 





(8.5.2-2)

Pour des groupes d'ouvertures, l'étude de la résistance doit être faite pour les ligaments dans chaque direction et pour chaque couple d'ouvertures voisines.

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EN 13480-3:2012 (F) Version 2 (2013-08) Les exigences de ce paragraphe peuvent être appliquées pour des tubulures voisines non normales à la paroi de l'enveloppe et dont les centres sont sur la même génératrice, en prenant les angles d'inclinaison obtenus par projection dans le plan contenant le segment délimité par les centres des deux ouvertures et les normales à l'enveloppe passant par ces centres. Les valeurs des aires Apb doivent être calculées conformément à 8.4.3-c). b)

Renforcement des ouvertures voisines dans les enveloppes sphériques et les fonds bombés

Dans le plan transversal passant par des ouvertures voisines dans une enveloppe sphérique ou dans la partie sphérique d'un fond bombé conformément à la Figure 8.4.1-2, la condition suivante doit être satisfaite si la contrainte de calcul des tubulures et celle des plaques de renfort sont supérieures ou égales à celle de l'enveloppe sphérique ou de la partie sphérique d'un fond bombé :





p    f  c  Af s + Af b + Af pl  pc Ap 2  

(8.5.2-3)

Si la contrainte de calcul des tubulures ou des plaques de renfort est inférieure à celle de l'enveloppe sphérique ou de la partie sphérique d'un fond bombé, alors la condition suivante doit être satisfaite : p  p  p      fs  c  Af s   fb  c  Af b   fpl  c  Af pl  pc Ap 2  2  2    

(8.5.2-4)

Pour des groupes d'ouvertures, l'étude de la résistance doit être faite pour les ligaments dans chaque direction et pour chaque couple d'ouvertures voisines. Les exigences de ce paragraphe peuvent être appliquées pour deux tubulures voisines non normales à la paroi de l'enveloppe en prenant les angles d'inclinaison obtenus par projection dans le plan contenant le segment délimité par les centres des deux ouvertures et le centre de l'enveloppe sphérique ou de la partie sphérique du fond bombé. Les valeurs des aires Apb doivent être calculées conformément à 8.4.3-d).

8.6 Calcul de composants de tuyauterie spéciaux 8.6.1

Pièces en Y cylindriques

Les équations de 8.4.3 s'appliquent. Pour ls et lb1, lb2 voir Figure 8.6.1-1. Dans les cas pour lesquels d/D > 0,8, la valeur de la contrainte de calcul doit être abaissée à 90 % de celle spécifiée dans l'Article 5. Si ces pièces sont utilisées à des températures élevées, il faut faire attention au fluage. NOTE Il est recommandé de ne pas utiliser une telle pièce dans le domaine du fluage. Il convient de porter attention au procédé de soudage

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EN 13480-3:2012 (F) Version 2 (2013-08)

Figure 8.6.1-1 — Pièce forgée en Y

8.6.2

Pièces en Y sphériques

Les équations de 8.4.3 s'appliquent. Pour ls et lb, voir Figure 8.6.2-1. NOTE

Il est recommandé que l'axe de la tubulure soit normal à l'enveloppe sphérique au point d’intersection.

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EN 13480-3:2012 (F) Version 2 (2013-08)

Figure 8.6.2-1 — Pièce sphérique en Y reconstituée 8.6.3

Renforts « triform »

L'utilisation des tubulures "triform" est limitée à une température maximale de 200 °C. Ce type de renfort ne doit être utilisé pour des tuyauteries que si aucune contrainte thermique significative n’apparaît en service.

Pour les notations, voir Figure 8.6.3-1.

Figure 8.6.3-1 - Tubulures renforcées "triform"

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EN 13480-3:2012 (F) Version 2 (2013-08) Le principe du calcul consiste à vérifier la résistance des renforts extérieurs destinés à résister à la charge due à la pression dans la tubulure : n

W

W

(8.6.3-1)

j

1

W  2R p0, 2 eas

Wj 

d i2 1 - 0,7sin  Di

erf 3,7Rp0,2  b 2 4b  3 x j

(8.6.3-2)

(8.6.3-3)

où bj

est la hauteur du renfort (j = 1 , 2 , 3) ;

di

est le diamètre de la tubulure ;

Di

est le diamètre intérieur de l'enveloppe ;

eas

est l'épaisseur utile de l'enveloppe qui peut être prise égale à eord,s, définie en 3.2 ;

erf

est l'épaisseur du renfort ;

n est le nombre de renforts ; W

est l'effort supporté par les renforts ;

Wj

est la résistance d'un renfort, calculée en fonction des valeurs de bj et xj (j = 1 , 2 , 3) ;

xj

est la longueur de la projection du renfort travaillant en flexion (j = 1 , 2 , 3) ;

est l'angle formé par les axes de l'enveloppe et de la tubulure.

9

Calcul des composants de tuyauterie soumis à une pression extérieure

9.1 Généralités Les règles de l'Article 9 prennent en compte les chargements dus à la pression extérieure. Ces règles ne s'appliquent pas dans le domaine du fluage. La pression extérieure à prendre en compte dans le calcul doit être la pression extérieure maximale pour les situations de service ou d'essai, suivant laquelle de ces valeurs est la plus grande. Lorsque la pression intérieure peut descendre au-dessous de la pression atmosphérique en raison du refroidissement du fluide, la pression extérieure à utiliser dans les calculs doit être égale à:  1 bar pour une tuyauterie simple soumise à la pression extérieure ; ou à  la pression entre les deux enveloppes, plus 1 bar pour les tuyauteries à double enveloppe.

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EN 13480-3:2012 (F) Version 2 (2013-08) Si des dispositifs de décharge de pression sont installés et que la pression intérieure peut descendre en dessous de la pression atmosphérique en raison du refroidissement du fluide, la pression extérieure à utiliser pour le calcul doit être au moins égale à la pression de début d'ouverture du dispositif. Pour les tuyauteries fonctionnant avec une pression extérieure n'excédant pas 1 bar, la vérification de l'adéquation de la conception n'est pas requise lorsque les exigences suivantes sont satisfaites :  tuyauteries en acier au carbone ou en acier faiblement allié à une température inférieure ou égale à 150 °C, ou en acier austénitique à une température inférieure ou égale à 50 °C ; et  e/Do  0,01 ; et  non-circularité , u (voir EN 13480-4, 7.4.1) inférieure ou égale à 1 %, et plat local inférieur ou égal à e.

L'épaisseur d'un composant soumis à une pression extérieure ne doit pas être inférieure à l'épaisseur requise par la présente norme pour des composants similaires soumis à une pression intérieure identique en prenant un coefficient de joint égal à 1, (par exemple sans aucun coefficient) ou l'épaisseur requise dans l'Article 9, suivant laquelle de ces deux valeurs est la plus grande. L'écart admissible par rapport à la forme de conception doit être spécifié sur le plan ou dans les documents associés. NOTE 1 Les règles de l'Article 9 s'appliquent aux enveloppes cylindriques dont la non-circularité n'est pas supérieure à 0,5 % du rayon mesuré à partir du centre vrai.

Le coefficient de joint des soudures ne doit pas être pris en compte. Les anneaux raidisseurs ou les autres dispositifs utilisés comme raidisseurs doivent s'étendre et être fixés sur toute la circonférence. Chaque assemblage soudé doit être conçu de telle manière que la rigidité totale de l'anneau soit disponible. Lorsque des anneaux raidisseurs intérieurs présentant localement des espaces entre l'enveloppe et le raidisseur sont utilisés (voir Figure 9.1-1)., en aucun cas la longueur de l'enveloppe non supportée ne doit dépasser la longueur de la circonférence du tuyau divisée par le coefficient (4 ncyl) . Les soudures discontinues ne doivent pas être utilisées lorsqu'il y a risque de corrosion en criques.

Figure 9.1-1 — Anneaux de renfort intérieurs avec découpe renforcée

92

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NF EN 13480-3 V2:2012-10

EN 13480-3:2012 (F) Version 2 (2013-08) 9.2 Symboles et limites de contraintes dans le domaine élastique 9.2.1

Symboles

Pour les besoins de l'Article 9, les symboles figurant dans le Tableau 9.2.1-1 s'appliquent en complément de ceux donnés dans le Tableau 3.2-1. Tableau 9.2.1-1 — Symboles supplémentaires pour les besoins de l'Article 9 Symbole

Description

Unités

Ae

aire de la section droite du raidisseur et de la longueur participante de l'enveloppe

mm²

Af

aire de l'aile

mm²

As

aire de la section droite d'un raidisseur

mm²

Aw

aire de l'âme

mm²

Et

module d'élasticité du matériau de la partie étudiée, à la température d’étude, t

L

longueur d'enveloppe non raidie

mm

Lc

voir Figures 9.3.1-1

mm

Rf

rayon de la partie du raidisseur la plus éloignée de l'enveloppe (voir Figure 9.3.4-1)

mm

Rm

rayon moyen des enveloppes ou des tronçons cylindriques

mm

Rs

rayon du cercle passant par le centre de gravité de la section droite du raidisseur (voir Figure 9.3.4-1)

mm

Rp0,2 t

limite conventionnelle d'élasticité à 0,2 % minimale à la température du tuyau

MPa (N/mm²)

Rp0,2 s t

limite conventionnelle d'élasticité à 0,2 % minimale à la température du raidisseur

MPa (N/mm²)

S, Ss

limites de contrainte dans le domaine élastique, respectivement pour l'enveloppe et le raidisseur

MPa (N/mm²)

ea

Analyse de l’épaisseur de paroi de l'enveloppe

mm

ef

épaisseur de l'aile du raidisseur

mm

ew

épaisseur de l'âme du raidisseur

mm

h

flèche extérieure d'un fond bombé

mm

hs

distance entre les ailes d'un raidisseur, suivant la direction radiale

mm

Ic

moment d'inertie de la section droite composée, constituée du raidisseur et de la longueur d'enveloppe participante, par rapport à un axe parallèle à l'axe du cylindre passant par le centre de gravité de la section composée

mm4

k

coefficient de sécurité

-

ks

coefficient dépendant de la fabrication du raidisseur

-

n

nombre d'ondes circonférentielles pour un cylindre renforcé

-

ncyl

nombre d'ondes circonférentielles pour une partie non renforcée d'un cylindre

-

p

pression extérieure de calcul spécifiée

MPa (N/mm²)

pn

pression théorique conduisant à l'instabilité élastique d’un cylindre comportant des raidisseurs

MPa (N/mm²)

pm

pression théorique conduisant à l’instabilité provoquant l'effondrement d'une enveloppe cylindrique parfaite

MPa (N/mm²)

pr

limite inférieure calculée de la pression provoquant l'effondrement

MPa (N/mm²)

py

pression à laquelle la contrainte circonférentielle moyenne dans l'enveloppe cylindrique, à égale distance entre les raidisseurs, atteint la limite d'écoulement du matériau

MPa (N/mm²)

MPa (N/mm²)

(à suivre

93

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EN 13480-3:2012 (F) Version 2 (2013-08)

Tableau 9.2.1-1 (suite) Symbole

Description

Unités

pys

pression engendrant la plastification du raidisseur dans la direction circonférentielle

ri

rayon du cercle passant par le point de l'âme du raidisseur le plus proche de l'enveloppe autour duquel est supposée se produire la rotation lors du calcul du déversement du raidisseur (voir Figure 9.3.4-1)

mm

Ri

rayon : voir Figure 9.3.4-1

mm

b

largeur du raidisseur en contact avec l'enveloppe

mm

wf

longueur de la partie de l'aile au-delà de l'âme

mm



déformation circonférentielle élastique moyenne lors de l'effondrement

-



paramètre relatif aux raidisseurs

-

s

contrainte maximale dans un raidisseur lourd

MPa (N/mm²)

i

contrainte d'instabilité conduisant au déversement latéral

MPa (N/mm²)



angle d'inclinaison de l'enveloppe conique par rapport à l'axe

9.2.2

MPa (N/mm²)

°

Limites de contrainte dans le domaine élastique

Les limites de contrainte dans le domaine élastique sont les suivantes :  pour les aciers non austénitiques : S R

p0,2

t

S  R p0,2, s t s

(9.2.2-1) (9.2.2-2)

 pour les aciers austénitiques : S

R

S  s

t 1,25 p0,2

Rp0,2, s t

1,25

9.3 Tuyaux cylindriques, coudes et coudes à sections 9.3.1

Détermination des longueurs

Les longueurs L et Lc doivent être déterminées à partir de la Figure 9.3.1-1.

94

(9.2.2-3)

(9.2.2-4)

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EN 13480-3:2012 (F) Version 2 (2013-08)

Légende :

a) Tuyau simple b) Tuyau avec un fond c) Tuyaux avec un raccordement par brides Figure 9.3.1-1 — Détermination des longueurs pour les tuyaux cylindriques (à suivre)

95

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EN 13480-3:2012 (F) Version 2 (2013-08)

Légendes :

d) Tuyau avec un cintre ou un coude e) Tuyau avec un coude à section NOTE : L mesuré sur l'extrados

Figure 9.3.1-1 — Détermination des longueurs pour les tuyaux cylindriques (fin) 9.3.2

Effondrement entre les raidisseurs

L'épaisseur de l'enveloppe sur la longueur non raidie L ne doit pas être inférieure à celle déterminée selon la procédure suivante. a)

Estimer une valeur pour ea et calculer py comme suit : py 

96

S ea Rm

(9.3.2-1)

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EN 13480-3:2012 (F) Version 2 (2013-08) b)

Calculer pm en prenant pour ea la valeur admise pour le calcul de py : pm 

E t ea  Rm

(9.3.2-2)

où



est calculé à partir de :

        2 ea2 1 1 2   1 Z 2   ncyl  2 2 12 Rm 1 2 Z 2  n2   2  1 ncyl   cyl   1 2   Z 2      







(9.3.2-3)

où ncyl est un entier ≥ 2 tel que la valeur de pm soit minimale; Z

 Rm

(9.3.2-4)

L

et L est déterminé conformément à 9.3.1 c)

Calculer pm / p y et déterminer pr / p y à partir du Tableau 9.3.2-1. Tableau 9.3.2-1 — Tuyaux cylindriques droits et réductions (contrainte circonférentielle déterminante) pm / p y

0 0,25

0,5

0,75

1,0

1,25

1,5

1,75

pr / p y

0 0,1245

0,2505

0,375

0,4995

0,6045

0,6795

0,72

pm / p y

2,0

2,25

2,5

2,75

3,0

3,25

3,5

pr / p y

0,7545

0,78

0,8025

0,822

0,8355

0,849

0,861

pm / p y

3,75

4,0

4,25

4,5

4,75

5,0

5,25

pr / p y

0,87

0,879

0,8865

0,8955

0,9045

0,9135

0,9165

pm / p y

5,5

5,75

6,0

6,25

6,5

6,75

7,0 et au-dessus

pr / p y

d)

0,9225

0,9285

0,9345

0,9405

0,9465

0,9525

0,9585

Calculer à partir de pr / p y et de p y la pression pr qui doit satisfaire à la relation suivante : pr  k p

(9.3.2-5)

97

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NF EN 13480-3 V2:2012-10

EN 13480-3:2012 (F) Version 2 (2013-08) où k

= 1,5

sauf — pour des applications particulières où k peut être augmenté après accord entre les parties concernées ; — pour les aciers moulés où k = 1,5 x 1,25. Si pr est inférieur à k p , la valeur estimée de ea doit être augmentée ou l'espacement entre les raidisseurs doit être ajusté jusqu'à obtention de la valeur requise. 9.3.3

Effondrement global des tuyaux comportant des raidisseurs

Les calculs suivants doivent être effectués. a)

Calculer pn à partir de : pn 

3 3

R m Lc

E Ic t

(9.3.3-1)

La valeur de pn doit satisfaire à la relation suivante : pn  k k s p

(9.3.3-2)

où k s  12 , dans le cas de raidisseurs reconstitués ou formés à chaud (contraintes résiduelles faibles) k s  133 , dans le cas de raidisseurs formés à froid (contraintes résiduelles élevées)

Si pn est inférieur à k k s p , soit un renforcement supplémentaire ou plus important doit être prévu, soit l'épaisseur du tuyau doit être augmentée. b)

Calculer pys à partir de : p ys 

c)

S s ea R f 2 Rm

  1   2 

Calculer la contrainte maximale dans le raidisseur à partir de : 2 k k s S s p E t  (n  1) 0,005k k s p s   p ys R m ( p n  k k s p)

98

(9.3.3-3)

(9.3.3-4)

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EN 13480-3:2012 (F) Version 2 (2013-08) où n2

  max  ( Rm  Rf )  X c  ea / 2; X c 

Xc 

 e 2 a  2 

(9.3.3-5)

   L  A  ea   R  R   c s m s      2  Ae

(9.3.3-6)

 = 1 pour les raidisseurs intérieurs  = -1 pour les raidisseurs extérieurs

La contrainte s doit satisfaire à ce qui suit : 0   s  Ss

(9.3.3-7)

Si l'équation (9.3.3-7) n'est pas satisfaite, soit un renforcement supplémentaire ou plus important doit être prévu, soit l'épaisseur du tuyau doit être augmentée. 9.3.4

Déversement des raidisseurs

Afin que la stabilité latérale soit assurée, les calculs suivants doivent être effectués a)

Pour un raidisseur autre qu'un plat 1)

la contrainte i doit satisfaire à la relation suivante :

i  E C t

p ys p

 Ss

(9.3.4-1)

où C est égal à : — pour les Figures 9.3.4-1 a), b) et d) : C =



3 hs e w  8e f wf3

ri 6hs 2 e w  12 ef wf 2hs  e f 



(9.3.4-2)

— pour la Figure 9.3.4-1 c) : C =



ef wf3

ri 6 hs 2 ew  6 ef wf 2hs  ef 



 4hs  ew  3e f  w f   hs  ew  3e f  w f

  

(9.3.4-3)

99

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EN 13480-3:2012 (F) Version 2 (2013-08)

Légende:

a) Raidisseur extérieur en I b) Raidisseur extérieur en T c) Raidisseur extérieur en L d) Raidisseur intérieur en T CGs  Centre de gravité du raidisseur

CGc  Centre de gravité du raidisseur augmenté de la longueur participante de l'enveloppe où la longueur participante, l ps , est donnée par :

l ps  1,56 R i e

(9.3.4-4)

Figure 9.3.4-1 - Types de raidisseurs autres qu’un plat

2)

Si le raidisseur comporte une aile du côté opposé à la paroi du récipient, les dimensions des raidisseurs doivent vérifier la relation suivante :  E E p ys  hs   max  1,1 t ; 0,67 t ew Ss S s p    

100

(9.3.4-5)

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EN 13480-3:2012 (F) Version 2 (2013-08) ou bien  E t p ys E wf  max  0,51 t ; 0,32  ef Ss Ss p 

b)

   

(9.3.4-6)

pour des raidisseurs en forme de plats, la contraintei doit satisfaire à la relation suivante :

i 

4p Ss p ys

(9.3.4-7)

où i doit être calculée à partir des valeurs obtenues à partir du Tableau 9.3.4-1 pour les raidisseurs intérieurs ou à partir du Tableau 9.3.4-2 pour les raidisseurs extérieurs.



Tableau 9.3.4-1 — Valeurs de  i / E

hs / R m

t

h

/ e w  pour des raidisseurs intérieurs en forme de plats 2

s

0,01

0,02

0,04

0,06

0,08

0,10

0,12

0,14

0,16

0,18

0,20

2

0,0119

0,0236

0,0466

0,0691

0,0913

0,114

0,135

0,157

0,180

0,202

0,225

3

0,0239

0,0461

0,0865

0,123

0,156

0,187

0,217

0,247

0,276

0,305

0,334

4

0,0395

0,0734

0,130

0,176

0,216

0,252

0,286

0,319

0,353

0,386

0,421

5

0,0577

0,103

0,171

0,223

0,266

0,304

0,341

0,378

0,416

0,456

0,498

6

0,0778

0,132

0,208

0,262

0,306

0,347

0,387

0,428

0,472

0,517

0,570

7

0,0981

0,160

0,240

0,294

0,340

0,382

0,427

0,474

0,527

0,580

0,643

8

0,119

0,186

0,268

0,322

0,369

0,415

0,465

0,517

0,580

0,647

0,725

9

0,139

0,210

0,290

0,345

0,394

0,445

0,502

0,565

0,638

0,720

0,812

10

0,158

0,231

0,310

0,365

0,417

0,474

0,536

0,614

0,696

0,792

0,903

11

0,176

0,249

0,328

0,383

0,440

0,502

0,575

0,662

0,758

0,874

1,010

12

0,193

0,266

0,343

0,400

0,461

0,531

0,614

0,715

0,831

0,966

1,121

13

0,209

0,280

0,356

0,416

0,483

0,560

0,657

0,768

0,903

1,058

14

0,224

0,293

0,368

0,431

0,502

0,594

0,700

0,831

0,981

15

0,237

0,304

0,379

0,446

0,527

0,628

0,749

0,894

1,068

16

0,249

0,314

0,389

0,461

0,551

0,662

0,797

0,961

17

0,260

0,324

0,399

0,476

0,575

0,696

0,850

1,034

18

0,270

0,332

0,409

0,493

0,599

0,734

0,903

1,106

19

0,279

0,339

0,418

0,507

0,623

0,773

0,961

20

0,287

0,346

0,427

0,522

0,652

0,816

1,019

n cyl

Note 1 : Pour les valeurs de Note 2 : Comme

 / Et h i

hs / R m

s

intermédiaires, utiliser l'interpolation logarithmique.

/ e w  est limité à la valeur maximale de 1,14, il ne convient pas d’extrapoler les valeurs de cette 2

expression au-delà de cette valeur.

101

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EN 13480-3:2012 (F) Version 2 (2013-08)





Tableau 9.3.4-2 — Valeurs de  i / Et hs / e w 2 pour des raidisseurs extérieurs en forme de plats

hs / R m

0,01

0,011

0,012

0,015

0,02

0,025

0,03

0,04

0,045

2

0,012

0,0132

0,0144

0,0180

0,0241

0,0303

0,0366

0,0492

0,0557

3

0,0257

0,0284

0,0311

0,0374

0,0537

0,0687

0,0846

0,119

0,138

4

0,0466

0,0517

0,0570

0,0734

0,103

0,137

0,175

0,268

0,326

5

0,0768

0,860

0,0955

0,126

0,187

0,263

0,361

0,679

0,965

6

0,120

0,136

0,153

0,211

0,340

0,537

0,881

1,44(*)

7

0,183

0,211

0,242

0,356

0,677

1,48(*)

8

0,279

0,331

0,390

0,648

1,92(*)

9

0,438

0,541

0,676

1,49(*)

10

0,736

0,998

1,420(*)

11

1,490(*)

hs / R m

0,05

0,06

0,08

0,10

0,12

0,14

0,16

0,18

0,20

2

0,0622

0,0755

0,103

0,133

0,164

0,198

0,236

0,277

0,324

3

0,157

0,201

0,310

0,462

0,695

1,10

1,99(*)

4

0,395

0,581

1,44(*)

5

1,46(*)

n cyl

n cyl

a

Ces valeurs sont données pour permettre l'interpolation des valeurs intermédiaires

NOTE 1 Pour les valeurs de NOTE 2 Comme

hs / R m

intermédiaires, utiliser l'interpolation logarithmique.

 i / E t hs / e w 2

est limité à une valeur maximale de 1,14, il convient de ne pas

extrapoler les valeurs de cette expression au-delà de cette valeur. NOTE 3 Sous pression extérieure, le flambement ne peut pas se produire pour n > 10,

9.3.5

hs / R m

> 0,01.

Tunnels de réchauffage/refroidissement

Les règles de ce paragraphe s'appliquent pour l'épaisseur d'un cylindre sur lequel sont fixés suivant la direction circonférentielle, des tunnels de réchauffage ou de refroidissement. NOTE De tels tunnels sont également connus sous le nom de serpentins en demi-cercle ou serpentins ondulés. Des configurations types sont illustrées Figure 9.3.5-1.

L'enveloppe doit être conçue en utilisant les règles de 9.3.3 pour résister à l'effondrement global. La pression à l'intérieur des tunnels doit être ignorée et les tunnels peuvent être considérés comme des raidisseurs.

102

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EN 13480-3:2012 (F) Version 2 (2013-08) L'enveloppe doit être également conçue pour résister à la différence de pression entre le tunnel et l'intérieur du cylindre, c'est-à-dire que la pression de calcul doit être vérifiée conformément à 9.3.2. De plus, l'épaisseur minimale ne doit pas être inférieure à : el

p 3S k

(9.3.5-1)

où l  max l 1 ; l 2 

(9.3.5-2)

p est la pression intérieure maximale.

Figure 9.3.5-1 — Tunnels de réchauffage/refroidissement considérés comme raidisseurs

En outre, l'enveloppe doit être conçue pour résister à la différence de pression entre l'extérieur du serpentin et l'intérieur du tuyau.

9.4 Réductions (Enveloppes coniques) 9.4.1 Les enveloppe coniques doivent être conçues conformément à 9.4.3 lorsque la jonction cône/cylindre peut être considérée comme un raidisseur effectif, tel que défini en 9.4.2, et conformément à 9.4.4 lorsque la jonction cône/cylindre ne respecte pas les exigences définies en 9.4.2. 9.4.2

La jonction cône/cylindre peut être considéré comme un raidisseur effectif lorsque le moment d'inertie,

pris parallèlement à l'axe du cylindre, de la portion de cône et de cylindre de longueur

D eq e (voir Figure

9.4.3-1) de chaque côté de la jonction n'est pas inférieur à : I x 0,18 Deq L Ds2

pc Et

(9.4.2-1)

où D s est le diamètre au niveau du centre de gravité de la section transversale de l'aire de renforcement.

9.4.3 Le calcul pour un tronçon conique comportant des jonctions cône/cylindre pouvant être considérées comme des raidisseurs effectifs doit être réalisé comme pour une enveloppe cylindrique (voir 9.3) en utilisant ce qui suit :

 L 

est la longueur du tronçon conique (voir Figure 9.4.3-1)

Deq est le diamètre équivalent calculé de la manière suivante :

103

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EN 13480-3:2012 (F) Version 2 (2013-08) Deq 

Dm cos 

(9.4.3-1)

Le calcul de cette enveloppe cylindrique équivalente doit être conforme à 9.3.

Détail A

Figure 9.4.3-1 — Enveloppe conique avec une jonction cône/cylindre pouvant être considérée comme un raidisseur effectif

9.4.4 Pour une enveloppe conique ne comportant pas de jonctions cône/cylindre pouvant être considérées comme des raidisseurs effectifs, les valeurs suivantes doivent être utilisées dans les calculs de 9.3 pour l'enveloppe cylindrique équivalente :



L



Do est le diamètre extérieur du cylindre raccordé au grand diamètre du cône (voir 9.4.4-1)

est la longueur entre les raidisseurs, suivant l'axe (voir Figure 9.4.4-1)

Figure 9.4.4-1 — Enveloppe conique sans jonction cône/cylindre pouvant être considérée comme un raidisseur effectif

9.5 Fonds bombés 9.5.1

Fonds hémisphériques

9.5.1.1

Procédure de calcul

L’épaisseur de conception ne doit pas être inférieure à celle déterminée par la procédure suivante. a)

Choisir une valeur pour e et calculer p y comme suit : py 

104

2Se Rm

(9.5.1-1)

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EN 13480-3:2012 (F) Version 2 (2013-08) b)

Calculer pm en utilisant la valeur de e admise pour le calcul de p y : pm 

c)

1,21 E t e 2 Rm

(9.5.1-2)

2

Calculer pm /p y et déterminer pr / p y à partir du Tableau 9.5.1-1 Tableau 9.5.1-1 — Valeurs de p r / p y en fonction de pm / py pm / py

0

0,5

1

1,5

2

2,5

3,0

pr / p y

0

0,09

0,18

0,255

0,324

0,3855

0,435

pm / py

3,5

4

4,5

5,0

5,5

6

6,5 au-dessus

pr / p y

d)

0,4785

0,51

0,5325

0,5475

0,5595

0,567

0,57

Calculer à partir de pr / p y et de p y , la pression pr qui doit satisfaire à la relation suivante : pr  k p

(9.5.1-3)

Si pr est inférieur à k p , la valeur estimée de e doit être augmentée. 9.5.1.2

Ecarts de forme admissibles

La méthode de 9.5.1.1 s'applique uniquement aux fonds hémisphériques pour lesquels l'imperfection sur le rayon n'est pas supérieure à 1 % et pour lesquels le rayon de courbure basé sur une longueur d'arc de 2,4 e Rmax ne dépasse pas la valeur nominale de plus de 30 %. NOTE Pour certaines applications, ce critère d'applicabilité peut se révéler trop sévère pour être respecté, en raison de difficultés de fabrication et de mesure. Dans de tels cas il est permis de diviser la pression pr obtenue à partir de la procédure 2 indiquée ci-dessus par le coefficient ( Rmax /1,3 R ) où Rmax est le rayon de courbure local maximum, soit mesuré, soit estimé

de manière « conservative ».

9.5.2

Fonds torisphériques

Les fonds torisphériques doivent être calculés comme des fonds hémisphériques de rayon moyen R égal au rayon extérieur du fond ou de la partie sphérique. 9.5.3

Fonds elliptiques

Les fonds de forme semi-elliptique vraie doivent être calculés comme des fonds hémisphériques de rayon moyen R D2 égal au rayon maximum du fond bombé, c'est-à-dire . 4h

105

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EN 13480-3:2012 (F) Version 2 (2013-08)

10 Calculs dans le cas de chargements cycliques 10.1 Généralités Les variations cycliques de pression, de température et des chargements extérieurs peuvent provoquer des dommages par fissuration par fatigue à des niveaux de contrainte inférieurs à ceux utilisés pour les situations de calcul sous chargement statique. Si les conditions de 10.2, 10.3 et 10.4 ne sont pas satisfaites, le calcul sous chargement statique doit être complété par une analyse en fatigue détaillée réalisée conformément à 12.4. L'analyse doit prendre en compte l'amplitude et la fréquence de tous les chargements cycliques spécifiés, et garantir que pour chaque chargement le nombre de cycles admissible, Ni, pour la tuyauterie, est supérieur au nombre de cycles de charges prévu, ni, et que le taux d’endommagement cumulé pour toutes ces conditions n'est pas supérieur à 1. m

n /N i

i

1

(10.1-1)

i 1

où m est le nombre de chargements élémentaires. Les calculs à la fatigue doivent être basés sur les variations cycliques dans les conditions de service normales incluant les dépassements prévisibles. Les vérifications doivent être réalisées à partir des épaisseurs réelles des composants et des caractéristiques des matériaux aux températures pertinentes. NOTE La régularité de la surface et la présence de soudures influent sur le comportement vis-à-vis de la fissuration par fatigue, et il convient de les prendre en considération lors de l'évaluation de la fatigue éventuelle. Lorsqu'il existe un risque de rupture par fatigue significatif, il convient de revoir la conception pour réduire le risque en envisageant des modifications de la configuration de manière à abaisser les contraintes de pointe, la réalisation de transitions plus douces, particulièrement au niveau des soudures, et en utilisant des matériaux moins susceptibles.

10.2 Exemption d’analyse en fatigue détaillée Une analyse en fatigue détaillée (voir 12.4) n'est pas requise si l'une des conditions suivantes est satisfaite : a) on peut montrer que la conception du réseau reproduit exactement une conception acceptable analysée antérieurement ; b)

la conception du réseau est similaire à la conception d'un réseau en cours d'exploitation ;

c)

le nombre total de cycles de charges variable de toutes sources, est inférieur à 1000 ;

d) l'étendue maximale calculée de la contrainte cyclique principale est inférieure à 47 N/mm2 pour les aciers au carbone et les aciers austénitiques. Pour les soudures d'angle cette valeur doit être réduite à 35 N/mm2 ; e)

toutes les conditions suivantes sont satisfaites simultanément : 1) le nombre équivalent de cycles à pleine pression tel que défini en 10.3.1 n'excède pas 1 000 ; 2) le chargement mécanique des tubulures est tel que l'étendue de contrainte totale maximale générée par les charges mécaniques, en tenant compte des coefficients de concentration de contrainte, n'excède pas 1/3 de la contrainte de calcul f (tenant compte des coefficients relatifs à l’étendue de contrainte) à la température de calcul ; 3) l'épaisseur n'excède pas 125 mm pour les aciers ferritiques et 60 mm pour les aciers austénitiques et le nombre de cycles thermiques est inférieur à 7 000.

106

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EN 13480-3:2012 (F) Version 2 (2013-08) 10.3 Conception en fatigue dans le cas d’une pression cyclique 10.3.1 Cycles à pleine charge équivalents

Le paragraphe 10.2 e)1) permet d’être dispensé de l'analyse lorsque le nombre de cycles à pleine charge n'excède pas 1000. Pour les cycles de pression avec des étendues de variation inférieures, un nombre équivalent de cycles à pleine charge peut être déterminé d'après l'équation suivante :        p i  p i  / pc i 1     

   

3,5

  Ni 

N eqN f 



N eq

est le nombre de cycles à pleine charge équivalents ;

n

(10.3.1-1)

où 

 n



ˆ i  pi  ; est le nombre des différentes étendues de variation de pression  p



  N f est le nombre de cycles à pleine pression d'étendue  p  p  pc (voir 10.3.2.2) ;  



  N i est le nombre des différents cycles de pression d'étendue  pi pi  inférieure à p c ;



pc





est la pression de calcul (étendue de variation de pression à pleine charge).

La conception de la tuyauterie doit être considérée comme satisfaisante si le nombre de cycles à pleine pression équivalents est inférieur à 1000. 10.3.2 Analyse en fatigue simplifiée 10.3.2.1

Généralités

Lorsque les chargements cycliques nécessitant une analyse en fatigue proviennent uniquement des variations de pression, une analyse en fatigue simplifiée est permise. Cette analyse utilise le critère de calcul statique et tient compte des contraintes de pointe de fatigue appropriées par l’intermédiaire d'un coefficient de concentration de contrainte  se rapportant à des géométries types. La méthode est approximative, et un dimensionnement moins « conservatif » peut être obtenu en utilisant l’analyse plus détaillée selon 12.4. Les règles s'appliquent aux parties soumises à pression des tuyauteries en aciers ferritiques et austénitiques laminés et forgés, fabriquées et contrôlées conformément à la EN 13480-2 et la EN 13480-4. Le calcul s'applique uniquement aux composants dont le dimensionnement est basé sur des caractéristiques de résistance hors du domaine du fluage et qui sont soumis à des chargements cycliques sous la forme de fluctuations de pression seulement. NOTE 1 Le terme « chargement cyclique » signifie variation d'une charge au cours du temps, sans tenir compte ni de l'amplitude ni du signe arithmétique de la valeur moyenne.

Les charges cycliques additionnelles, par exemple des charges dues aux variations rapides de température pendant l’exploitation ou dues aux forces et moments extérieurs, doivent être évaluées dans le cadre d'une analyse en fatigue détaillée (voir 12.4).

107

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EN 13480-3:2012 (F) Version 2 (2013-08) Les règles s'appliquent s’il n’y a pas d'influences dues au fluide réduisant la durée de vie en fatigue (voir 10.3.2.8) NOTE 2 Il n’est pas nécessaire d’appliquer 10.3.2 si les fluctuations de pression superposées à la pression de service n'excèdent pas 10 % de la pression de service admissible.

Si le nombre de fluctuations de pression en fonctionnement attendues excède le nombre admissible de cycles de charge calculé conformément à 10.3.2, la conception doit être modifiée ou une analyse en fatigue détaillée doit être réalisée. Le critère de défaillance due à un chargement cyclique est une amorce de fissuration, qui est une séparation du matériau de type fissure qui peut être détectée par des moyens visuels ou par contrôle nondestructif. Un chargement cyclique est mesuré par l'étendue de variation de la contrainte (double amplitude) résultant de l'action des variations de pression répétées (voir Figure 10.3.2-1).

Légende (a) pressure p (b) time (c) cycle de charge

 



 

d) étendue de variation de la pression  p  p 

Figure 10.3.2-1 — Courbe de pression et cycle de charge (schématique)

Le nombre admissible de cycles de charge est lié aux résultats du dimensionnement et de la conception des composants de tuyauterie réalisés conformément au paragraphes 4.6 et 6. NOTE 3 Dans le cas de cycles de charge fréquents avec un chargement cyclique important, une analyse en fatigue détaillée est mieux adaptée pour évaluer la conception. En règle générale, elle conduit à un nombre admissible de cycles de charge supérieur à celui résultant du calcul suivant 10.3.2. NOTE 4 Les fluctuations entre l'état à pression nulle et la pression de service admissible (démarrage et arrêt) sont d'une importance particulière. Une fluctuation de la pression de service de faible amplitude ou d’amplitude variable avec des séquences irrégulière ou une fréquence variable (ensemble des charges de service) peut se superposer à ces fluctuations de pression. Il convient d'adopter une procédure appropriée lorsqu'une dépression est imposée.

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EN 13480-3:2012 (F) Version 2 (2013-08) Les fluctuations de pression présentant des étendues de variation différentes et des fréquences différentes doivent être combinées suivant la règle de l’endommagement cumulé (voir 10.3.2.3) NOTE 5 Le nombre et le niveau des fluctuations de pression qu'une tuyauterie peut supporter durant sa durée de vie probable sans endommagement des parties soumises à la pression dépend d'un grand nombre de facteurs différents comme par exemple : —

la conception, par exemple configuration du composant destinée à éviter des contraintes de pointe élevées ;

—

la fabrication, par exemple dispositions pour éviter les contraintes résiduelles engendrant des endommagements et pour éviter les imperfections de soudure ;

—

le matériau, par exemple les aciers plus doux sont normalement moins sensibles aux effets d'entaille que les aciers plus "durs". Avec des aciers sensibles à l'effet d'entaille il est à noter que la probabilité d'une défaillance est plus grande si un défaut de fabrication n'a pas été détecté ou si les conditions de fonctionnement ne sont pas favorables. Il est recommandé que la résistance du métal déposé soit égale ou supérieure à celle du métal de base ;

—

état de surface, par exemple état de surface régulier ;

—

épaisseur de paroi, par exemple, à amplitude de contrainte constante, l'augmentation de l'épaisseur de paroi réduit la fatigue ;

—

température, par exemple, les hautes températures réduisent la résistance au cyclage des matériaux et réduisent la durée de vie des composants.

NOTE 6 La corrosion apparaissant en service, particulièrement pour les matériaux sensibles à la fissuration, peut réduire le nombre de cycles de charge qui peut être supporté. Les mesures et les contrôles en service (voir 10.3.2.7.3) sont particulièrement importants dans ce cas. Quand une couche de protection se forme, il convient de la prendre en considération lors du dimensionnement et de la conception pour éviter qu'elle ne se déchire.

Pour déterminer le nombre admissible de cycles de charges pour le réseau de tuyauteries dans son ensemble, les calculs doivent être effectués conformément à 10.3.2.3 pour les différents composants de la tuyauterie. La valeur la plus faible doit être utilisée. 10.3.2.2

Symboles

Pour les besoins de 10.3.2, les symboles figurant dans le Tableau 10.3.2-1 s'appliquent en complément de ceux donnés en 3.2.

109

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EN 13480-3:2012 (F) Version 2 (2013-08) Tableau 10.3.2-1 — Symboles supplémentaires pour les besoins de 10.3.2 Symbole

Description

Unités

Ft*

coefficient pour tenir compte de l'influence de la température

-

k

nombre d'intervalles présentant des fluctuations de pression différentes qui forment l'ensemble du chargement

-

pr

pression fictive

bar

   p p   

étendue de variation de la pression (double amplitude)

bar

Fd

coefficient de correction pour tenir compte de l'influence de l'épaisseur de paroi

-

N

nombre de cycles de charge de service

-

nombre admissible de cycles de charge avec une étendue de variation de pression Nall

   p p   

t*

température de calcul déterminante durant le cycle de charge

2 a*

amplitude de la contrainte pseudo-élastique fictive

MPa (N/mm²)

2 aD

valeurs fictives de la limite d'endurance

MPa (N/mm²)



coefficient de contrainte

f20

contrainte de calcul f suivant 5.2 à 20 °C

°C

MPa (N/mm²)

Symboles et indices: symbole





valeur maximale, par exemple

p



symbole



valeur maximale, par exemple

indice

K

indice pour un nombre, par exemple NK

10.3.2.3

p

Détermination du nombre admissible de cycles de charge

Pour déterminer le nombre admissible de cycles de charge, 2 a* doit être calculée à partir de l'équation suivante : 2 a 

 Fd Ft 

p  p  f pr

20

(10.3.2-1)

La pression fictive pr doit être déterminée comme la pression admissible avec une utilisation complète de la contrainte nominale de calcul f20 pour un composant de tuyauterie, à partir des formules de dimensionnement des Articles 6 à 9 et 11, modifiées pour donner p. Le coefficient de contrainte  doit représenter la limite supérieure des coefficients de contrainte pour les conditions de dimensionnement d’une géométrie de composant se présentant dans les situations pratiques ou choisi à partir du Tableau 10.3.2-4.

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EN 13480-3:2012 (F) Version 2 (2013-08) Pour tenir compte de l'influence des dimensions du composant sur la résistance à une charge cyclique, un coefficient de correction Fd doit être utilisé pour les épaisseurs de paroi eord > 25 mm ; coefficient égal à:  25 Fd    e ord

   

0 , 25

(10.3.2-2)

ou obtenu à partir de la Figure 10.3.2-2. Le coefficient Fd doit être limité à Fd = 0,64. Dans le cas de pièces forgées, l’épaisseur de paroi doit être prise comme étant égale au diamètre déterminant pour le traitement thermique conformément aux normes de matériaux concernées. Pour les calculs, la température de calcul déterminante pour tout cycle de charge considéré, est la suivante :   t   0,75 t  0,25 t

(10.3.2-3)

Tous les coefficients relatifs à la température doivent être rapportés à cette température déterminante t* du cycle de charge concerné. Pour des cycles de charge en température pour lesquels les caractéristiques sont hors du domaine du fluage et pour lesquels, t* > 100 °C, un coefficient permettant de tenir compte de la température Ft* doit être déterminé :  pour l’acier ferritique

Ft   1,03  1,5  10 4 t   1,5  10 6 t 2

(10.3.2-4)

 pour l’acier austénitique Ft   1,043  4,3  10 4 t 

(10.3.2-5)

ou à partir de la Figure 10.3.2-3. Pour t*  100°C, Ft* doit être pris égal à 1. Le nombre admissible de cycles de charge, N all , doit être calculé, dans l'intervalle 103 ≤ Nall ≤ 2 x 106 en fonction de l'étendue de variation de contrainte 2 a* définie par l'équation 10.3.2-1 : N all

 B     2 a

   

m

(10.3.2-6)

avec B est une constante donnée au Tabeau 103.2.2-2

m = 3 pour les assemblages soudés, m = 3,5 pour les zones de composants non soudées dont les surfaces sont laminées ou usinées, alternativement, Nall doit être déterminé à partir de la Figure 10.3.2-4. NOTE 1 Les effets d'entaille provenant des cordons de soudure ou de la rugosité de la surface et l'influence des contraintes résiduelles de soudage sous la pression de service sont pris en compte dans m.

111

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EN 13480-3:2012 (F) Version 2 (2013-08)

Figure 10.3.2-2 — Coefficient de correction Fd pour tenir compte de l'épaisseur de la paroi

Légende (a) : austénitique (b) : ferritique t* : température de calcul déterminante Figure 10.3.2-3 — Coefficient de correction Ft* pour tenir compte de l'influence de la température

112

113

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Figure 10.3.2-4 — Nombre admissible de cycles de charge pour une température de conception < 100 °C et une épaisseur de paroi < 25 mm

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EN 13480-3:2012 (F) Version 2 (2013-08)

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NF EN 13480-3 V2:2012-10

EN 13480-3:2012 (F) Version 2 (2013-08) Les constantes B doivent être conformes au Tableau 10.3.2-2 pour la classe RS (peau de laminage) relative aux composants non soudés et pour les classes de soudure K1, K2, K3. Tableau 10.3.2-2 — Constantes de calcul B Classe

B

N/mm2 RS

7 890

K1

7 940

K2

6 300

K3

5 040

Les trois classes de soudures, K1, K2 et K3, affectées aux assemblages soudés usuels en tuyauterie en fonction de leur susceptibilité à l’entaille sont données dans le Tableau 10.3.2-4. NOTE 2

Pour d'autres applications, voir prEN 13445-3.

NOTE 3 Le nombre admissible de cycles de charge pour la classe RS est obtenu à partir du matériau laminé à chaud avec une rugosité de 200 m et du matériau laminé à froid.

La limite d'endurance fictive, 2 aD, est fixée à N = 2 x 106. Avec des étendues de variation de contrainte 2 a* inférieures aux valeurs 2 aD du Tableau 10.3.2-3 l'endurance peut être supposée infinie. Tableau 10.3.2-3 — Valeurs des limites d'endurance 2 aD Classe

2 aD

N/mm2 RS

125

K1

63

K2

50

K3

40

Dans le cas de fluctuations de pression d'étendues différentes et de fréquences différentes (ensemble des charges de service), la durée de vie admissible en fatigue doit être déterminée en utilisant la règle du cumul linéaire d’endommagement. k

Ni

N i 1

i all

 N1 N2 Nk       N 1 all N 2 all N k all 

   1,0  

(10.3.2-7)

N1, N2, ...Nk sont les nombres de cycles de charges prévus en service, les cycles de charge d'étendue de variation   de pression  p p  identique étant combinés dans chaque cas. Les nombres admissibles de cycles de charge   correspondants N1,all, N2,all, ...Nk,all doivent être déterminés à partir des courbes pertinentes de la Figure 10.3.2-4 en fonction de l’étendue de contrainte correspondante 2 a* calculée à partir de l’équation (10.3.2-1), ou doivent être calculés à partir de l’équation (10.3.2-6).

114

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EN 13480-3:2012 (F) Version 2 (2013-08) Si un ensemble de charges de fonctionnement donne lieu à des amplitudes de contrainte 2 a* inférieures aux limites d'endurance 2 aD données dans le Tableau 10.3.2-3 pour N > 2 x 106, les nombres admissibles de cycles de charge correspondants doivent être pris égaux à Nall = 2 x 106. L'endommagement partiel dû à des charges pour lesquelles l’amplitude de contrainte 2 a* est inférieure à 50 % des valeurs de 2 aD peut être négligé. 10.3.2.4

Coefficients de contrainte  pour différentes configurations géométriques

Des exemples de configurations géométriques et d’assemblages soudés avec les classes (RS, K1, K2, K3) correspondantes et les coefficients de contraintes  correspondants sont donnés dans le Tableau 10.3.2-4. Tableau 10.3.2-4 — Coefficients de contrainte  pour différentes configurations géométriques No Schéma Description 1. Enveloppes cylindriques et coniques 1.1

Conditions

Soudure circulaire raccordant Soudure exécutée des deux K1 des parois d'épaisseurs égales côtés

1.2

Soudure exécutée d’un seul K1 côté avec reprise à l'envers

1.3

Soudure exécutée d’un seul K2 côté sans reprise à l'envers

1.4



Classe

Soudure circulaire raccordant Soudure exécutée des deux K1 des parois d'épaisseurs côtés différentes

1,3 a

1,5 a b

1.5

K1

1.6

K1

1.7

Soudure exécutée des deux K1 côtés, décalage des bords identique à l’intérieur et à l’extérieur

(à suivre)

115

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EN 13480-3:2012 (F) Version 2 (2013-08) Tableau 10.3.2-4 (suite) No

Schéma

Description

Conditions

1.8

Classe



K1

K1 1.9

1.10

voir 1.1, 1.2 + 1.3

1.11

Soudure longitudinale raccordant Voir N° 1.1, 1.2 et 1.3 des parois d'épaisseurs égales

Cône avec assemblage en angle

1.12

voir 1.1 1.2 1.3

Soudure exécutée des deux K1 côtés ou d’un seul côté avec reprise à l’envers

1,6 c b

2,7

Soudure exécutée d’un seul K3 côté sans reprise à l’envers

1.13

Cône avec partie torique de Géométrie de la soudure et raccordement et soudure classe de soudure suivant N° longitudinale 1.1à 1.3

2,0

1.14

Soudure raccordant un cylindre à Géométrie de la soudure et un fond bombé comportant un classe de soudure suivant bord cylindrique N° 1.1à 1.9

1,5

1.15

Partie torique de raccordement Non soudé d’un fond bombé

RS

2,5

ou Soudure à pleine pénétration K1 exécutée d’un seul côté ou des deux côtés ou soudure à pleine pénétration exécutée d’un côté avec reprise à l'envers

3,0

2. Tubulures 2.1

Tubulure traversante

pénétrante

2.2

Soudure à pleine pénétration K2 exécutée d’un seul côté sans reprise à l'envers

2.3

tubulure

traversante Soudure exécutée des deux K2 côtés, mais partiellement pénétrante

2.4

tubulure

pénétrante

K3

(à suivre)

116

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EN 13480-3:2012 (F) Version 2 (2013-08) Tableau 10.3.2-4 (suite) N° 2.5

Schéma

Description

Conditions

Classe

Tubulure posée

Soudure à pleine pénétration K1 réalisée d’un seul côté (sans jeu résiduel) piquage alésé ou racine meulée



Soudure à pleine pénétration K2 exécutée d’un seul côté sans reprise à l’envers ou sans usinage de la racine

2.6

2,7

tubulure avec plaque annulaire de renfort, soudure sur le bord extérieur de la plaque annulaire

K3

2,8

tubulure avec plaque annulaire de renfort, soudure raccordant la tubulure et la plaque annulaire

Soudures à pleine pénétration K1 pour le raccordement de la tubulure à la plaque de renfort ou de la tubulure à l’enveloppe

3,0

3. Brides 3,1

bride à collerette soudée en Soudure exécutée des deux côtés K1 bout ou exécutée d’un seul côté avec reprise à l’envers

3.2

Soudure exécutée d’un seul côté K2 sans reprise à l’envers

3.3

bride emmanchée soudée

Forge de la soudure d’angle au K2 moins égale à 5mm

2,0

3,0

(à suivre)

117

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EN 13480-3:2012 (F) Version 2 (2013-08) Tableau 10.3.2-4 (suite) N° 3.4

3.5

Schéma

Description

Conditions



Classe

Bossage ; soudé sur le bord intérieur, soudure à gauche sur le schéma

K3

Bossage : soudé sur le bord extérieur, (soudure à droite sur le schéma)

K2

Boulons pour assemblages à brides : normalement la (RS) vérification est nécessaire seulement si les boulons sont fréquemment desserrés. Dans de tels cas les valeurs entre parenthèses s'appliquent

4,0

(5,0)

4. Soudures de raccordement de double enveloppe 4.1

avec partie formée :

de

raccordement Soudure à pleine K2 pénétration exécutée d’un seul côté L'évaluation s'applique à la fois au tuyau intérieur ainsi qu'à la soudure de raccordement ellemême

4.2

avec partie de raccordement séparée : L'évaluation s'applique à la fois à la paroi de l’enveloppe intérieure et à la soudure raccordant la partie de raccordement à la paroi du tuyau intérieur (La soudure raccordant la partie de raccordement et l'enveloppe extérieure est évaluée conformément au N° 1.3 avec K2

3,0

Soudure à pleine K1 pénétration exécutée des deux côtés ou soudure à pleine pénétration exécutée d’un seul côté avec reprise à l’envers

5. Tuyaux et cintres présentant une non-circularité 5.1

tube sans soudure ou tube soudé Géométrie de la soudure avec non-circularité et classification suivant N°. 1.1 à 1.3

voir Tableau 10.3.2-5

(à suivre)

118

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EN 13480-3:2012 (F) Version 2 (2013-08) Tableau 10.3.2-4 (suite) N°

Schéma

Description

5.2

Conditions



Classe

Cintre sans soudure ou soudé Géométrie de la soudure et avec non circularité classification suivant N° 1.1 à 1.3

Voir Tableau 10.3.2-5

a Pour un décalage maximum admissible de la soudure h  0,5 e avec un maximum de 3 mm selon EN ISO 5817, groupe B b Pour les limites supplémentaires concernant les décalages des soudures voir EN 13480-4. c Pour un décalage maximum admissible de la soudure h  0,1 e selon EN ISO 5817, groupe B

Tableau 10.3.2-5 — Valeurs de - pour les tuyaux et les cintres présentant une non-circularité

e/Dm = u%

0,005

0,01

0,025

0,05

0,10

0,15

0,20

1%

1,16

1,27

1,35

1,25

1,14

1,10

1,07

2%

1,31

1,54

1,69

1,51

1,29

1,20

1,15

3%

1,47

1,81

2,04

1,76

1,43

1,29

1,22

4%

1,63

2,08

2,39

2,02

1,57

1,39

1,30

5%

1,78

2,35

2,74

2,27

1,72

1,49

1,37

6%

1,94

2,62

3,08

2,52

1,86

1,59

1,44

7%

2,09

2,89

3,43

2,78

2,00

1,69

1,52

8%

2,25

3,16

3,78

3,03

2,15

1,78

1,59

9%

2,41

3,43

4,13

3,28

2,29

1,88

1,67

10 %

2,56

3,70

4,47

3,54

2,43

1,98

1,74

D = diamètre extérieur du tuyau/cintre Dm = (Dmax + Dmin)/2 e = épaisseur de paroi u = non-circularité (%) avec u = 100 x (Dmax - Dmin)/Dm

NOTE

Les valeurs qui n'apparaissent pas dans le Tableau peuvent être obtenues par interpolation linéaire.

119

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EN 13480-3:2012 (F) Version 2 (2013-08) 10.3.2.5

Conception

La durée de vie en fatigue des composants soumis à des charges cycliques dépend beaucoup du dimensionnement et de la conception Les configurations présentant des concentrations de contrainte ou de déformation élevées doivent être évitées par exemple au moyen de conceptions permettant un écoulement des contraintes dans les transitions de section. Le Tableau 10.3.2-4 contient une évaluation des détails de soudures fréquemment utilisés dans les réseaux de tuyauteries. NOTE 1 Les soudures de la classe K1 sont recommandées dans le cas d'exigences sévères concernant la durée de vie en fatigue. Il convient de prendre en compte lors de la conception la possibilité de contrôle conforme à 10.3.2.7 . Pour évaluer la durée de vie en fatigue des assemblages ne figurant pas dans le Tableau 10.3.2-4, il convient de fixer la valeur prévue de  au moyen d’estimations correspondantes à l’aide de la contrainte géométrique multipliée par le coefficient de concentration de contrainte. NOTE 2 La durée de vie en fatigue peut être accrue dans le cadre de l'évaluation de la conception d'après le Tableau 10.3.2-4 grâce aux mesures suivantes par exemple : a)

éviter l’emploi de plaques de renforts rapportées ;

b)

transitions progressives entre les tronçons de tuyauteries ayant des diamètres et/ou des épaisseurs différentes ;

c)

soudure à pleine pénétration, soudure des deux côtés ou soudure d'un seul côté sur latte de support.

NOTE 3 Un surdimensionnement vis-à-vis de la charge statique prédominante conduit également à un plus grand nombre de cycles admissible.

10.3.2.6

Fabrication

Pour la fabrication des composants de tuyauteries, l’EN 13480-4 s'applique. De plus, pour les composants calculés conformément à l’Article 10 les prescriptions suivantes doivent être respectées. NOTE Dans le cas de chargements cycliques, les défauts apparaissant pendant la fabrication ont un effet plus défavorable que dans le cas de chargements statiques. La durée de vie en fatigue des composants peut être considérablement réduite par les entailles et les contraintes résiduelles défavorables.

Des exigences particulières doivent être imposées pour les formes des soudures. Les contraintes résiduelles de soudage doivent être réduites au maximum grâce au contrôle de la température pendant le soudage et à la séquence de soudage. Tous les traitements thermiques doivent être effectués conformément à l’EN 13480-4. 10.3.2.7

Contrôle

10.3.2.7.1 Généralités

Outre les exigences de l’EN 13480-5, les paragraphes suivants doivent être respectés pour les contrôles avant, pendant et après la fabrication. Pour les contrôles en service, voir Annexe F. 10.3.2.7.2 Contrôle initial – Revue de la conception

Dans le cadre de la revue de la conception, les points qui doivent être contrôlés doivent être définis en prenant en compte les chargements cycliques dans les essais décrits en 10.3.2.7.3. 10.3.2.7.3 Contrôles pendant la fabrication et examen final

Les contrôles à effectuer pendant la fabrication ou dans le cadre de l’examen final doivent permettre de s’assurer que les parties de tuyauteries ne comportent pas d’imperfections dont les dimensions sont susceptibles de croître rapidement avec les chargements cycliques et risquant de conduire à la défaillance des parties soumises à pression avant que le nombre admissible de cycles de charge n'ait été atteint. Pour les examens non destructifs, les prescriptions de l’EN 13480-5 s’appliquent. 120

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EN 13480-3:2012 (F) Version 2 (2013-08) 10.3.2.8

Prise en considération de situations de service particulières

Lorsque que les évenements suivants sont susceptibles de se produire :formation de fissures par corrosion, de corrosion due aux fissures de fatigue, de corrosion due aux fissures engendrées par les déformations, de formation de fissures dues à l'hydrogène dans l'hydrogène comprimé ou en présence d'une couche de protection de magnétite, des dispositions supplémentaires (par exemple calculs) doivent être appliquées le cas échéant.

10.4 Conception en fatigue dans le cas de gradients thermiques 10.4.1 Généralités

La conception d'une tuyauterie doit prendre en considération les effets des gradients thermiques à travers la paroi et les changements rapides de la température du métal. Lorsque cela est possible en pratique, les réseaux de tuyauteries doivent être conçus de manière que les gradients thermiques et les chocs thermiques excessifs soient évités. Quand cela n'est pas possible, des dispositions détaillées destinées à minimiser les concentrations de contraintes dans les zones de forts gradients thermiques doivent être prévues lors de la conception. Des indications concernant la conception sont données en 10.4.2. Lorsque les contraintes supplémentaires dues aux gradients thermiques ou aux changements rapides de la température sont considérées comme significatives, une analyse détaillée doit être réalisée pour déterminer les effets de ces contraintes (seules ou en combinaison avec d'autres) sur la durée de vie en fatigue du composant. 10.4.2 Guide pour la conception

En fonctionnement normal, la vitesse d'augmentation ou de diminution de la température dans les réseaux de tuyauteries dépend généralement de facteurs autres que les dimensions des tuyaux ou des composants. NOTE 1 Bien que cette disposition ne puisse être considérée comme une garantie de bon comportement, des vitesses de variation de température au démarrage ou à l'arrêt allant jusqu'à 2°C/min sont généralement considérées comme acceptables pour les matériaux ferritiques ayant une épaisseur allant jusqu'à 125 mm. NOTE 2 Les effets des gradients thermiques sont généralement plus importants au niveau des raccordements des tubulures. L'isolation des lignes principales, des piquages et des lignes secondaires réduit les gradients thermiques dans ces zones. Un rayon de raccordement à l'orifice de tubulure à la surface intérieure du collecteur et un raccordement progressif des soudures, quelles qu’elles soient, réduisent les effets des gradients thermiques. NOTE 3 Le choc thermique peut se produire lorsque des fluides à des températures différentes sont mélangés et il convient de prévoir un volume suffisant pour que le mélange se fasse rapidement et se produise à distance de la paroi du tuyau. Pour minimiser le choc sur la tuyauterie il convient également d’envisager l'utilisation de manchons thermiques ne participant pas à la résistance à la pression. NOTE 4 Les condensats et l'écoulement de condensat dans les tuyauteries à haute température peuvent constituer une importante source de choc thermique et réduire la durée de vie en fatigue. Il convient de prendre des mesures appropriées pour le drainage afin d'éviter toute accumulation de condensat. Lorsque le tracé permet au condensat de s'écouler dans la tuyauterie, (par exemple à partir d'une tubulure à débit faible ou nul), il convient d'envisager l'introduction de portions de collecteur horizontales munies d’isolation à proximité du raccordement.

10.5 Conception en fatigue dans le cas de charges combinées Lorsqu'une analyse en fatigue dans le cas de gradients thermiques combinés à la charge due à la pression est requise, la méthode de prEN 12953-3 peut être utilisée. Lorsque la tuyauterie est soumise en outre à des charges mécaniques extérieures cycliques significatives, ou lorsqu’une marge de sécurité moins grande que celle de 10.3.2 est requise, l'analyse doit être effectuée conformément à 12.4.

121

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EN 13480-3:2012 (F) Version 2 (2013-08)

11 Attaches intégrales 11.1 Généralités Les attaches intégrales sont des attaches forgées ou soudées sur la paroi d'un tuyau droit soumise à la pression qui transmettent les charges de la tuyauterie à la charpente en acier ou au béton. NOTE

Il convient qu’aucune discontinuité majeure, que ce soit en ce qui concerne la géométrie et/ou en ce qui concerne le

e D  matériau, ne soit située à moins de 2,5  n m  

2



0,5

de l'attache, en se référant aux dimensions du tuyau. Il convient de choisir

le matériau des attaches intégrales de telle manière qu'il n'y ait pas de différence majeure par rapport au matériau du tuyau, en ce qui concerne le coefficient de dilatation thermique et le module d'élasticité. De plus, il convient que les contraintes de calcul pour l’attache et celle du matériau du tuyau aient des valeurs proches. S'il y a une grande différence, il convient d’accorder une attention particulière au choix de la contrainte de calcul appropriée.

Pour les tuyauteries en service dans le domaine du fluage, il est fortement recommandé d'utiliser le même matériau pour l'attache intégrale que pour le tuyau, les soudures devant être des soudures à pleine pénétration. Les attaches avec petits bras de levier peuvent être calculées en ne considérant que le cisaillement lorsque la contrainte de cisaillement est de l'ordre de la contrainte de flexion. Si elles sont soudées sur des parois de tuyaux minces telles que Dm/en  10, les contraintes de flexion dans la paroi du tuyau doivent être déterminées et évaluées. Le calcul des attaches circulaires creuses est décrit en 11.4 et 11.6. Pour le calcul des attaches rectangulaires, voir 11.5 et 11.6. Les charges appliquées sur les attaches peuvent engendrer des contraintes dans la paroi du tuyau. Les équations permettant de déterminer ces contraintes sont données en 11.4 et 11.5. Au niveau de l’attache, les contraintes dues à la présence de l'attache sont alors ajoutées aux contraintes dans le réseau de tuyauterie. Les contraintes dans le réseau de tuyauterie sont déterminées pour un tuyau droit. Les équations prenant en compte les conditions liées aux contraintes dues aux attaches sont données en 11.6. Des équations supplémentaires sont données en 11.4 et 11.5 pour les attaches qui doivent être aussi vérifiées en ce qui concerne les contraintes dues aux attaches. Elles sont basées sur les valeurs absolues des charges maximales appliquées simultanément pour chaque situation de service spécifiée.

11.2 Contraintes admissibles La contrainte de calcul doit être calculée conformément à l'Article 5. Les contraintes de membrane engendrées par les attaches intégrales doivent être considérées comme des contraintes locales. Les contraintes de flexion engendrées par la même source et agissant sur l'épaisseur de paroi du tuyau doivent être classées comme des contraintes secondaires. Les contraintes agissant sur toute l'épaisseur de paroi du tuyau doivent être combinées aux contraintes dues :  à la pression interne ;  aux charges extérieures ;

et doivent satisfaire aux relations suivantes :

122

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EN 13480-3:2012 (F) Version 2 (2013-08) Pm + Pb + PL  1,5 fh

dans le cas de charges permanentes ;

Pm + Pb + PL  1,8 fh

dans le cas de charges permanentes et occasionnelles ;

Pm + Pb + PL  2,7 fh

dans le cas de charges exceptionnelles ;

Q  fa

dans le cas de dilatation thermique entravée du réseau de tuyauterie ;

Pm + Pb + PL + Q  fh + fa dans le cas de charges permanentes et de dilatation thermique entravée du réseau de tuyauteries.

où Pm

est la contrainte primaire de membrane ;

PL

est la contrainte primaire locale de membrane ;

Pb

est la contrainte primaire de flexion ;

Q

est la contrainte secondaire de flexion.

Pour la détermination de f a , f h voir les Équations (12.1.3.1) à (12.1.3.4). La contrainte de calcul f est définie à l'Article 5. Pour des contraintes de cisaillement uniquement (valeur moyenne), la contrainte équivalente eq doit être calculée selon la théorie de von Mises, et doit être limitée à 1,5 f pour un calcul indépendant des caractéristiques dans le domaine du fluage.

11.3 Symboles Pour les besoins de 11.4 à 11.6, les symboles figurant dans le Tableau 11.3-1 doivent s’appliquer en complément de ceux donnés en 3.2.

123

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EN 13480-3:2012 (F) Version 2 (2013-08) Tableau 11.3-1 — Symboles supplémentaires pour les besoins de 11.4 à 11.6 Symbole

Description

Unité

Am

demi-section transversale de l'attache circulaire creuse

mm²

At

section transversale de l'attache circulaire creuse/attache rectangulaire

mm²

Aw

aire totale de la soudure d'angle définie par la profondeur de gorge

mm²

di

diamètre intérieur de l'attache pour une attache circulaire creuse

mm

do

diamètre extérieur de l'attache pour une attache circulaire creuse

mm

Do

diamètre extérieur du tuyau

mm

en

épaisseur nominale de la paroi du tuyau

mm

en,t

épaisseur nominale de la paroi de l'attache

mm

contrainte de calcul (voir 5.2)

2 MPa (N/mm )

fa

étendue de variation de contrainte admissible (voir 12.1.3)

2 MPa (N/mm )

fcr

contrainte de calcul dans le domaine du fluage (voir 5.3)

MPa (N/mm2)

fh

contrainte admissible à la température maximale du métal (voir 12.1.3)

2 MPa (N/mm )

L1

demi-longueur de l'attache dans la direction circonférentielle du tuyau pour une attache rectangulaire

mm

L2

demi-longueur de l'attache dans la direction longitudinale du tuyau pour une attache rectangulaire

mm

ML

moment de flexion longitudinale appliqué à l'attache (vecteur normal à l'attache et à l'axe du tuyau)

N mm

MN

moment de flexion circonférentielle appliqué à l'attache (vecteur parallèle à l'axe du tuyau)

N mm

MT

moment de torsion appliqué à l'attache (vecteur normal à l'axe du tuyau)

N mm

pc

pression de calcul

Q1

cisaillement circonférentiel appliqué à l'attache

N

Q2

cisaillement longitudinal appliqué à l'attache

N

Rm

rayon moyen du tuyau

W

force appliquée à l'attache (vecteur normal à l'axe du tuyau)

Z

module d'inertie du tuyau

mm3

Zt

module d'inertie de l'attache circulaire creuse

mm3

ZWL

module d'inertie de flexion d’axe neutre parallèle à L1, de la soudure d'angle ou à pénétration partielle

mm3

ZWN

module d'inertie de flexion d’axe neutre parallèle à L2, de la soudure d'angle ou à pénétration partielle

mm3

ZWT

module d'inertie de torsion d'une soudure d'angle ou à pénétration partielle pour une charge de torsion

mm3

f

MPa (N/mm2)

mm N

ML, MN, MT, Q1, Q2 et W sont déterminés à la surface du tuyau, associés aux cas de charges. ML**, MN**, MT**, Q1**, Q2** et W** sont les valeurs absolues des charges maximales se produisant simultanément à la surface du tuyau dans toutes les situations de charge.

124

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EN 13480-3:2012 (F) Version 2 (2013-08) 11.4 Attaches circulaires creuses 11.4.1 Limitations

L'attache doit être soudée sur le tuyau par une soudure à pleine pénétration ou par une soudure d'angle sur toute la longueur de la circonférence extérieure (voir Figure 11.4.1-1). L'axe de l'attache doit être perpendiculaire au tuyau. Les paramètres, calculés selon 11.4.2, doivent respecter les limitations suivantes : 4,0    50,0

(11.4-1)

0,2    1,0

(11.4-2)

0,3    1,0

(11.4-3)

Soudure à pleine pénétration

Soudure d'angle

Légende

a b c

attache soudure paroi du tuyau Figure 11.4.1-1 — Soudures sur attaches circulaires creuses

11.4.2 Calculs préliminaires

ML, MN, MT, Q1, Q2 et W sont déterminés à la surface du tuyau, associés aux cas de charges concernés. ML**, MN**, MT**, Q1**, Q2** et W** sont les valeurs absolues des charges maximales se produisant simultanément dans toutes les situations de charge de service spécifiées. Les dimensions d i et d o sont définies à la Figure 11.4.2-1.

125

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EN 13480-3:2012 (F) Version 2 (2013-08)

Légende a tuyau b attache Figure 11.4.2-1 — Charge et dimensions des attaches

At 

 4

d

2 o

 d i2



(11.4.2-1)

Zt  2  I t / do

(11.4.2-2)



I t   / 4 d o / 24  d i / 24



(11.4.2-3)

Am  At / 2

(11.4.2-4)

  Do / 2en  

(11.4.2-5)

  en, t / en

(11.4.2-6)



  d o / Do

(11.4.2-7)

C  Ao 2 n1  n2  n3 , mais non inférieur à 1,0

(11.4.2-8)

 d  J  min Z T ;   o  2 

(11.4.2-9)

2     e n   

L'Équation (11.4.2-8) doit être utilisée pour calculer CW, CL et CN en utilisant les coefficients du Tableau 11.4.2-1. Les valeurs maximales de CW, CL et CN, calculées pour le tuyau et l'attache, doivent être utilisées ensuite.

126

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EN 13480-3:2012 (F) Version 2 (2013-08) Tableau 11.4.2-1 — Coefficients pour les attaches circulaires creuses Indice CW

CL

CN

CN

Partie

Domaine de 

Ao

n1

n2

n3

tuyau

0,3 à 1,0

1,40

0,81

a

1,33 1,00

attache

0,3 à 1,0

4,00

0,55

b

tuyau

0,3 à 1,0

0,46

0,60

-0,04

0,86

attache

0,3 à 1,0

1,10

0,23

-0,38

0,38

tuyau

0,3 à 0,55

0,51

1,01

0,79

0,89

attache

0,3 à 0,55

0,84

0,85

0,80

0,54

tuyau

>0,55 à 1,0

0,23

1,01

-0,62

0,89

attache

>0,55 à 1,0

0,44

0,85

-0,28

0,54

3

a

remplacer

 n2

par

e 1,2

b

remplacer

 n2

par

e 1,35 

3

CT = 1,0 pour   0,55

(11.4.2-10)

CT = CN pour  = 1,0, mais non inférieur à 1,0

(11.4.2-11)

Il convient de déterminer CT par interpolation linéaire lorsque 0,55 <  < 1,0, mais non inférieur à 1,0.

BW = 0,5 CW, mais non inférieur à 1,0

(11.4.2-12)

BL = 0,5 CL, mais non inférieur à 1,0

(11.4.2-13)

BN = 0,5 CN, mais non inférieur à 1,0

(11.4.2-14)

BT = 0,5 CT, mais non inférieur à 1,0

(11.4.2-15)

KT = 2,0 pour les soudures d'angle KT = 1,8 pour les soudures à pleine pénétration ou à pénétration partielle NOTE fluage.

Les soudures d'angle et les soudures à pénétration partielle ne sont pas admises pour les tuyaux dans le domaine du

11.4.3 Analyse des attaches soudées sur le tuyau par une soudure à pleine pénétration

Les contraintes MT, NT, et NT** doivent être calculées comme suit :

 MT 

B W W BN M N BL M L Q Q B M    1  2  T T At Zt Zt Am Am J

(11.4.3-1)

 NT 

C W W C N M N CL M L Q Q C M    1  2  T T At Zt Zt Am Am J

(11.4.3-2)

 PT  K T  NT

(11.4.3-3)

127

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EN 13480-3:2012 (F) Version 2 (2013-08) **  NT 

C W W ** CN M N** CL M L** Q1** Q2** C T M T**      At Zt Zt Am Am J

(11.4.3-4)

11.4.4 Analyse des attaches soudées sur le tuyau par une soudure d'angle ou à pénétration partielle

Les équations supplémentaires suivantes doivent être satisfaites : W * * M L* * M N**    AW ZW ZW

 W **   AW  NOTE fluage.

Q1**2  Q2* *2 AW

2

** **  **    4 Q1 + Q2  M T   AW Z WT  

   



M T**  2 ReHt Z WT

(11.4.4-1)

2

 ReHt

(11.4.4-2)

Les soudures d'angle et les soudures à pénétration partielle ne sont pas admises pour les tuyaux dans le domaine du

11.5 Attaches rectangulaires 11.5.1 Limitations

L'attache doit être soudée sur le tuyau par :  une soudure à pleine pénétration sur les deux côtés longs de l’attache ; ou  une soudure d'angle ou une soudure à pénétration partielle sur quatre côtés de l'attache ; ou  une soudure d'angle ou une soudure à pénétration partielle sur les deux côtés longs de l'attache, lorsque la longueur du côté long est égale à au moins trois fois celle du côté court, en l’absence de fatigue.

Les paramètres, calculés selon 11.5.2 doivent respecter les limitations suivantes :

 1  0,5

(11.5.1-1)

 2  0,5

(11.5.1-2)

 1  2  0,075

(11.5.1-3)

et Do / en  100

(11.5.1-4)

11.5.2 Calculs préliminaires

ML, MN, MT, Q1, Q2 et W sont déterminés à la surface du tuyau, associés aux cas de charges concernés. ML**, MN**, MT**, Q1**, Q2** et W** sont les valeurs absolues des charges maximales se produisant simultanément dans toutes les situations de charge de service spécifiées. Les dimensions L1 et L2 sont définies à la Figure 11.5.2-1.

128

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EN 13480-3:2012 (F) Version 2 (2013-08)

Légende a tuyau b attache Figure 11.5.2-1 — Charge et dimensions des attaches

Les calculs préliminaires suivants doivent être effectués (L1 et L2 sont donnés à la Figure 11.5.2-1) :

  Rm / e n

(11.5.2-1)

1  L1 / Rm

(11.5.2-2)

 2  L2 / Rm

(11.5.2-3)

La  minL2 ;en 

(11.5.2-4)

Lb  minL1;en 

(11.5.2-5)

Lc  minL1;L2 

(11.5.2-6)

Ld  max L1;L2 

(11.5.2-7)

Calculer , X1 et Y1 en utilisant les coefficients donnés dans le Tableau 11.5.2-1 pour chaque cas (CT, CL, CN) comme suit :

  ( X 1 cos   Y1 sin ) 

1 ( X 1 sin   Y1 cos  ) 2 Ao

(11.5.2-8)

X 1  X 0  lg 1

(11.5.2-9)

Y1  Y0  lg  2 NOTE

(11.5.2-10)

lg X = log10 X (lg 10 = 1).

Tableau 11.5.2-1 — Coefficients pour les attaches rectangulaires

Indice CT CL CN

A0 2,2 2,0 1,8

θ 40° 50° 40°

X0 0 - 0,45 - 0,75

Y0 0,05 - 0,55 - 0,60

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EN 13480-3:2012 (F) Version 2 (2013-08) Puis, avec le coefficient  , calculer CT, CL, CN comme suit :

CT  3,82  

1  2  1,54 , mais non inférieur à 1,0

(11.5.2-11)

CL  0,26  

1  22  4, 74 , mais non inférieur à 1,0

(11.5.2-12)

CN  0,38  

12  2  3, 40 , mais non inférieur à 1,0

(11.5.2-13)

1, 64

1, 74

1, 90

BT  2 / 3 C T , mais non inférieur à 1,0

(11.5.2-14)

BL  2 / 3 CL , mais non inférieur à 1,0

(11.5.2-15)

BN  2 / 3 CN , mais non inférieur à 1,0

(11.5.2-16)

AT  4 L1 L2

(11.5.2-17)

Z tL  4 / 3  L1 L2 2

(11.5.2-18)

Z tN  4 / 3 L1 2 L2

(11.5.2-19)

KT = 2,0 pour les soudures brutes de soudage à pleine pénétration et les soudures d'angle ou à pénétration partielle lorsque l'attache est soudée sur quatre côtés KT = 3,6 pour les soudures d'angle ou à pénétration partielle lorsque l'attache est soudée sur deux ou trois côtés

 MT MT ; M TT= max  Lc Ld en 1  Lc Ld  0,8  0,05L L L2 L d c c d 

   

(11.5.2-20)

NOTE Les soudures d'angle et les soudures à pénétration partielle ne sont pas admises pour les tuyaux dans le domaine du fluage.

11.5.3 Analyse des attaches soudées sur le tuyau par une soudure à pleine pénétration

Les contraintes MT, NT, et NT** doivent être calculées comme suit :

 MT 

BT W BL M L BN M N Q1 Q2      M TT At Z tL Z tN 2 L1 La 2 L2 Lb

(11.5.3-1)

 NT 

C T W CL M L C N M N Q1 Q2      M TT At Z tL Z tN 2 L1 La 2 L2 Lb

(11.5.3-2)

 PT  K T NT **  NT 

C T W ** CL M L* * CN M N** Q1** Q2* * **      M TT At Z tL Z tN 2 L1 La 2 L2 Lb

(11.5.3-3) (11.5.3-4)

11.5.4 Analyse des attaches soudées sur le tuyau par une soudure d'angle ou à pénétration partielle

Les équations supplémentaires suivantes doivent être satisfaites :

130

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EN 13480-3:2012 (F) Version 2 (2013-08) M ** M ** 2(Q1**  Q2* * ) M T** W **  L  N    2 ReHt AW Z WL Z WN AW Z WT  W **   AW 

2

** **  **    4 Q1  Q2  M T   AW Z WT  

   

(11.5.4-1)

2

 ReHt

(11.5.4-2)

11.6 Analyse des contraintes dans le tuyau Les équations modifiées de l'Article 12 ci-après doivent être satisfaites. a)

Pour les charges permanentes

1 

p c Do 0,75i M A    MT  1,5 f h , et 0,75i  1,0 Z 4en

(11.6-1)

avec : M A moment de flexion dû aux charges permanentes

 MT contrainte supplémentaire résultant de charges permanentes b)

Pour les charges permanentes et occasionnelles

 2a 

p c Do 0,75i M A  M B     MT  1,8 f h , et 0,75i  1,0 Z 4 en

(11.6-2)

avec : M B moment de flexion dû aux charges occasionnelles

 MT contrainte supplémentaire résultant de charges permanentes et de charges occasionnelles c)

Pour les charges exceptionnelles

 2b 

p c Do 0,75i M A  M B     MT  2,7 f h , et 0,75i  1,0 Z 4e n

(11.6-3)

avec : M B moment de flexion dû aux charges exceptionnelles

 MT contrainte supplémentaire résultant de charges permanentes et de charges exceptionnelles L'étendue de variation de contrainte  3 , due au moment résultant, M c , généré par la dilatation thermique et les charges variables, par exemple les charges sismiques, doit satisfaire à l'équation suivante : d)

Pour les charges engendrées par une dilatation thermique entravée

3 

i M C  PT   fa 2 Z

(11.6-4)

131

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EN 13480-3:2012 (F) Version 2 (2013-08) avec :

 PT

contrainte supplémentaire résultant d'une dilatation thermique entravée

Si l'exigence de l'équation (11.6-4) n'est pas satisfaite, la somme des contraintes dues aux charges permanentes (Équation (11.6-1)) et à la dilatation thermique entravée (Équation (11.6-4)) doit répondre à la condition suivante : e)

Pour la combinaison des charges permanentes et des charges de dilatation thermique entravée

4 

p c Do M M   0,75i A  i C   MT  PT  f h  f a , et 0,75i  1,0 4en 2 Z Z

(11.6-5)

avec :

 MT contrainte supplémentaire résultant de charges permanentes  PT contrainte supplémentaire résultant d'une dilatation thermique entravée L'équation suivante limite la contrainte provoquée dans la paroi du tuyau à la valeur moyenne de la contrainte de rupture par fluage (associée) de façon similaire à l'Équation (12.3.5-1).

5 

p c Do  i  M A i  M c    MT  PT  1,25 f cr , et 0,75i  1,0  0,75    4e n 3Z  2  Z

(11.6-5a)

avec :

 MT contrainte supplémentaire résultant des charges permanentes  PT contrainte supplémentaire résultant d’une dilatation thermique entravée Outre les équations modifiées ci-dessus, les équations suivantes doivent être également satisfaites : **  NT  2 ReHt

(11.6-6)

Limitation de la contrainte équivalente pour les tuyaux en service dans le domaine du fluage (inférieure ou égale à la valeur moyenne de la résistance à la rupture par fluage) : **  NT  1,25 f cr

(11.6-6a)

11.7 Analyse de la contrainte de cisaillement dans l'attache 11.7.1 Attaches circulaires creuses

Pour un calcul indépendant des caractéristiques dans le domaine du fluage:

Q

** 1

2  Q2* * 2 Am



M T* *  ReHt J

(11.7.1-1)

Pour les attaches dans le domaine du fluage : limitation de la contrainte de cisaillement de l'attache circulaire creuse (inférieure ou égale à la valeur moyenne de la contrainte de rupture par fluage (cisaillement) selon l'hypothèse de von Mises) :

132

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EN 13480-3:2012 (F) Version 2 (2013-08)

Q

** 1

2  Q2** 2 Am



M T* * 1,25   f cr J 3

(11.7.1-1a)

11.7.2 Attaches rectangulaires

Pour un calcul indépendant des caractéristiques dans le domaine du fluage :  Q1* *   2 L1La 

2

**      Q2   2 L2 Lb  

2

   M TT * *  ReHt  

(11.7.2-1)

Pour les attaches dans le domaine du fluage : limitation de la contrainte de cisaillement de l'attache rectangulaire (inférieure ou égale à la valeur moyenne de la contrainte de rupture par fluage (cisaillement) selon l'hypothèse de von Mises) :  Q1* *   2 L1La 

2

**      Q2   2 L2 Lb  

2

   M TT * *  1,25  f cr  3 

(11.7.2-1a)

11.8 Autres méthodes de calcul Si la méthode décrite à l'Article 11 ne donne pas de résultats satisfaisants ou si les limites géométriques stipulées en 11.4.1 et 11.5.1 ne sont pas respectées, d'autres méthodes de calcul doivent être appliquées. NOTE Quelques-unes de ces méthodes sont décrites dans une série de publications reconnues [3], [4], [5] et PD 5500. Il est de la responsabilité du concepteur de classer les contraintes selon les catégories de contraintes primaires, secondaires et de contraintes de pointe, et de les limiter aux niveaux des contraintes admissibles correspondantes telles que données en 12.2.

12 Analyse de flexibilité et critères d'acceptation 12.1 Conditions de base 12.1.1 Généralités

Les réseaux de tuyauteries doivent non seulement être conçus pour satisfaire aux exigences relatives à la pression stipulées dans les Articles 6 à 11, mais également être conçus pour résister aux effets dus au poids et aux autres chargements, et faire l'objet d'une analyse en ce qui concerne les effets dus à la dilatation ou à la contraction thermique ou à d'autres mouvements similaires imposés par d'autres sources. Les effets dus aux forces axiales générées par la pression intérieure et à la rigidité des soufflets doivent être pris en considération lorsque des compensateurs de dilatation ne comportant pas de dispositif destiné à reprendre l’effet de fond sont utilisés, pour éviter le flambement de la ligne. Cet article traite de l'analyse de contrainte à effectuer et des critères d'acceptation correspondants à respecter pour satisfaire à ces exigences. 12.1.2 Situations

Les situations à étudier sont définies dans l'Article 4. 12.1.3 Contraintes admissibles 12.1.3.1 Les contraintes admissibles de base sont définies dans l'Article 5. 12.1.3.2 L'étendue de variation de contrainte admissible, fa, est donnée par : fa  U 1,25fc  0,25fh 

Eh Ec

(12.1.3-1)

133

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EN 13480-3:2012 (F) Version 2 (2013-08) où

Ec est la valeur du module d'élasticité, à la température minimale du métal relative au chargement considéré ; Eh est la valeur du module d'élasticité, à la température maximale du métal relative au chargement considéré ; fc

est la contrainte admissible de base à la température minimale du métal relative au chargement considéré R  f c min m ; f   3 

(12.1.3-2)

où

f est calculé selon 5.2 à température ambiante. fh

est la contrainte admissible à la température maximale du métal relative au chargement considéré fh  min fc ; f ; fCR 

(12.1.3-3)

où f est calculé selon 5.2; fCR est calculé selon 5.3 à la température de calcul

tC .

U est le coefficient de réduction de l'étendue de variation de contrainte (voir NOTE 1) obtenu à partir du Tableau 12.1.3-1 ou calculé à partir de l'équation 12.1.3-4 (voir NOTE 2) :

U  6,0 N 0, 2  1,0

(12.1.3-4)

où

N est le nombre de cycles équivalents de pleine amplitude correspondant à la durée de vie en service prévue pour la tuyauterie (voir Note 3). NOTE 1 U s'applique essentiellement aux tuyauteries non-corrodées. La corrosion peut réduire de manière sensible la durée de vie sous chargements cycliques ; c’est pourquoi il convient d'envisager des matériaux résistants à la corrosion lorsqu'un grand nombre de cycles à contrainte élevée est prévu. NOTE 2 L'équation (12.1.3-4) ne s'applique pas au-delà 2 x 106 cycles environ. Il convient que le choix des coefficients U au-delà de 2 x 106 cycles soit de la responsabilité du concepteur. NOTE 3 L'attention du concepteur est attirée sur le fait que la durée de vie en fatigue des matériaux utilisés à haute température peut être réduite. NOTE 4

12.1.3.2 n'est pas applicable aux compensateurs de dilatation

Si l’étendue de variation de la température n’est pas constante, le nombre de cycles équivalents de pleine amplitude relatifs à la température peut être calculé comme suit : n



N  N E   ri5  N i i 1

134



(12.1.3-5)

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EN 13480-3:2012 (F) Version 2 (2013-08) où  NE est le nombre de cycles correspondant à la variation maximale de température tE pour laquelle la contrainte due à la dilatation thermique,  3 (voir 12.3.4), a été calculée  Ni

est le nombres de cycles correspondant à la variation de température plus faible ti

 ri est le rapport ti/tE de la variation de température plus faible à la variation pour laquelle la contrainte de dilatation  3 a été calculée. Tableau 12.1.3-1 — Coefficients de réduction de l'étendue de variation des contraintes Nombre de cycles équivalents de pleine amplitude relatifs à la température

Coefficient

N

U

N  7 000

1,0

7 000 < N  14 000

0,9

14 000 < N  22 000

0,8

22 000 < N  45 000

0,7

45 000 < N  100 000

0,6

100 000 < N

0,5

Le Tableau 12.1.3-1 doit être utilisé seulement pour le calcul de l'étendue de variation de contrainte admissible, fa, et l'utilisation de ce Tableau ne doit pas se substituer à toute analyse en fatigue considérée comme essentielle par la présente norme.

12.2 Flexibilité de la tuyauterie 12.2.1 Généralités

Tout réseau de tuyauteries doit avoir une flexibilité intrinsèque suffisante pour que soient évités pendant sa durée de vie prévue : a)

la défaillance de la tuyauterie ou des supports due à une surcharge ou à la fatigue ;

b)

les fuites en tout point de la tuyauterie ;

c) les contraintes ou les déformations préjudiciables dans la tuyauterie ou dans les équipements installés sur la ligne (par exemple appareils de robinetterie) ou dans les équipements et installations raccordés (par exemple réservoirs, pompes ou turbines), résultant de poussées et de moments excessifs dans la tuyauterie. 12.2.2 Conditions de base

En tout point, l'étendue de variation de contrainte calculée, due aux déplacements dans le réseau, ne doit pas être supérieure à l' étendue de variation de contrainte admissible déterminée en 12.1.3.2. Les déplacements calculés de la tuyauterie doivent respecter toutes les limites spécifiées et être pris en compte dans l’analyse de flexibilité. La flexibilité de la tuyauterie doit être prévue pour répondre aux exigences spécifiques suivantes :

135

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EN 13480-3:2012 (F) Version 2 (2013-08) — les contraintes ne doivent pas excéder les limites de conception ; — en tout point, l'étendue de variation des contraintes calculée, due aux déplacements dans le réseau, ne doit pas excéder l'étendue de variation de contrainte admissible déterminée conformément à 12.1.3.2; — Les réactions ne doivent pas être préjudiciables aux supports ou aux équipements raccordés; — Les déplacements calculés de la tuyauterie doivent respecter toutes les limites prescrites et être pris en compte correctement dans les calculs de flexibilité. Une flexibilité adéquate doit être obtenue grâce à des changements de direction le long des tuyauteries (par exemple cintres, lyres ou baïonnettes), à des liaisons flexibles (par exemple compensateurs de dilatation, tuyaux flexibles métalliques) ou à d'autres dispositifs appropriés. 12.2.3 Déformations dues aux déplacements 12.2.3.1

Généralités

Une attention particulière doit être accordée aux déformations dues aux déplacements provoquées par les déplacements d’origine thermique ou imposés par l’extérieur ou par les déplacements des supports :  Déplacements d'origine thermique

Un réseau de tuyauteries est soumis à des variations dimensionnelles lors de tout changement de température. Si un équipement raccordé ou des entraves comme des guides ou des ancrages empêchent la libre dilatation ou contraction de la tuyauterie, il y aura apparition de contraintes dues aux déplacements.  Déplacements imposés par l'extérieur

Le mouvement des points fixes causé par l'extérieur impose à la tuyauterie des déplacements qui s'ajoutent à ceux dus aux effets thermiques. Les mouvements peuvent être provoqués par les changements de marée (tuyauterie de docks), des oscillations dues au vent (par exemple tuyauterie supportée par une haute tour élancée), des changements de température dans les appareils raccordés, des événements sismiques ou par d'autres effets dynamiques imposés comme la fermeture rapide d'une vanne. Le mouvement dû à un tassement de terrain doit être pris en compte lorsqu'il est établi qu'un tel événement a un effet permanent sur les contraintes induites dans la tuyauterie ou lorsqu'un tel tassement risque de provoquer une déformation permanente nuisible à la tuyauterie, soit en des positions localisées, soit sous la forme de réactions excessives aux extrémités.  Déplacements des supports

Si les points fixes ne sont pas considérés comme étant rigides, il est permis de prendre en compte leur flexibilité lors de la détermination de l’étendue du déplacement et des réactions. 12.2.3.2

Déformations totales dues aux déplacements

Les déplacements d'origine thermique, les réactions et les déplacements imposés par l'extérieur ont tous des effets équivalents sur la tuyauterie et doivent être examinés conjointement lors de la détermination des déformations totales dues aux déplacements (déformations proportionnelles) dans les différentes parties de la tuyauterie. Les effets d'une expansion longitudinale de la tuyauterie due à la pression intérieure doivent être pris en compte. Cet effet sera en partie compensé par l'effet de Poisson de l'expansion circonférentielle.

136

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EN 13480-3:2012 (F) Version 2 (2013-08) 12.2.4 Contraintes dues aux déplacements 12.2.4.1

Comportement élastique

Les contraintes peuvent être considérées comme proportionnelles aux déformations totales dues aux déplacements dans un réseau de tuyauteries dans lequel les déformations sont bien réparties et ne sont excessives en aucun point (système équilibré). Les tracés de réseaux doivent tendre vers cette condition qui est prise comme hypothèse dans les méthodes d'analyse de flexibilité décrites dans la présente norme. 12.2.4.2

Comportement en cas de déformation excessive

Les contraintes ne peuvent pas être considérées comme proportionnelles aux déformations totales dues aux déplacements dans un réseau de tuyauteries dans lequel des déformations excessives peuvent apparaître localement (réseau non équilibré). Le fonctionnement d'un réseau non équilibré dans le domaine du fluage, peut aggraver les effets nuisibles de la déformation progressive due au fluage dans les zones les plus sensibles du réseau. Un défaut d'équilibrage peut être causé par un ou plusieurs des facteurs suivants :  conduites de faibles dimensions soumises à de fortes contraintes, en série avec des conduites de grandes dimensions ou relativement rigides;  réduction locale du diamètre ou de l'épaisseur de la paroi, ou emploi local d'un matériau ayant une limite d'élasticité réduite (par exemple soudures circulaires ayant une résistance considérablement plus faible que le métal de base) ;  configuration de ligne dans un réseau de dimensions constantes dans lequel l’expansion ou la contraction doit être reprise en grande partie par une baïonnette courte par rapport à la majeure partie de la ligne;  changement de matériau ou de température de la tuyauterie dans une ligne.

Les défauts d'équilibrage, conduisant à un effondrement plastique localisé, doivent être évités ou minimisés par des dispositions de conception et par le tracé du réseau de tuyauteries, particulièrement dans le cas d'utilisation de matériaux de faible ductilité. Beaucoup des effets provenant d'un défaut d'équilibrage peuvent être atténués grâce à une utilisation judicieuse de la mise en tension à froid. Si le défaut d'équilibrage ne peut être évité, le concepteur doit utiliser des méthodes analytiques appropriées afin d'assurer une flexibilité adéquate. 12.2.5 Etendue de variation des contraintes

A chaud, il y a relaxation des contraintes dues à la dilatation thermique, lorsqu'elles sont d'amplitude initiale suffisante, du fait du fluage ou d'une plastification locale. Il se produit une diminution de contrainte qui se traduit habituellement par une contrainte de signe opposé lors du retour à l'état froid du composant. Ce phénomène est appelé auto-mise en tension de la ligne et a un effet semblable à celui d'une mise en tension à froid. L'amplitude de la mise en tension dépend du matériau, de l'amplitude de la dilatation initiale, des contraintes dues à la fabrication, de la température de service à chaud et du temps écoulé. Alors que dans les situations à chaud la contrainte due à la dilatation tend à diminuer avec le temps, la somme des déformations dues à la dilatation dans les situations à chaud et à froid pour n’importe quel cycle reste pratiquement constante. Cette somme est définie comme l’étendue des déformations ; cependant pour permettre une liaison pratique avec la contrainte admissible, l'étendue de variation des contraintes est choisie comme critère pour la conception thermique de la tuyauterie. L'étendue de variation de contrainte admissible doit être déterminée conformément à 12.1.3.2. Lorsque la tuyauterie doit demeurer dans le domaine élastique pendant toute sa durée de vie de service, l'étendue de variation de contrainte admissible doit être déterminée conformément à 12.1.3.2 et la somme de toutes les contraintes ne doit pas excéder 0,95 fois la valeur minimale spécifiée de la limite d'élasticité du matériau.

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EN 13480-3:2012 (F) Version 2 (2013-08) 12.2.6 Mise en tension à froid

La mise en tension à froid désigne la déformation élastique intentionnelle de la tuyauterie pendant le montage destinée à produire le déplacement initial et la contrainte initiale souhaités. La mise en tension à froid est bénéfique dans le sens où elle sert à équilibrer la contrainte dans les conditions initiales et de déplacement extrême. Lorsque la mise en tension à froid est réalisée correctement, la probabilité d'une déformation excessive lors de la mise en service initiale est moindre. En conséquence elle est recommandée pour les matériaux de tuyauterie ayant une ductilité limitée. Les écarts par rapport aux dimensions du réseau tel qu’installé se produisant lors de la mise en service initiale sont également plus faibles, de sorte que le déplacement des dispositifs de suspension par rapport à leur position de réglage d'origine sera plus faible. NOTE Lorsque des compensateurs de dilatation sont utilisés, la mise en tension à froid est une méthode utile pour optimiser les possibilités de déplacement du compensateur et pour réduire les forces et moments de réaction.

Comme la durée de vie de service d'un réseau de tuyauterie est plus affectée par l'étendue de la variation de contrainte que par la valeur de la contrainte à un moment donné, la prise en compte de la mise en tension à froid pour les calculs d’étendues de variation des contraintes ne doit pas être permise. Cependant, pour le calcul des forces et des moments lorsque les réactions réelles ainsi que leur étendue de variation sont significatives, la mise en tension à froid peut être prise en compte. Les effets bénéfiques de la mise en tension à froid ne doivent pas dépasser 60 % de la valeur initiale lors du calcul des réactions. 12.2.7 Caractéristiques pour l'analyse de flexibilité 12.2.7.1

Données relatives à la dilatation thermique

L’étendue de variation de la dilatation thermique peut être déterminée conformément à l’Annexe G comme étant égal à la différence entre la dilatation unitaire pour la température du métal la plus élevée et celle pour la température du métal la plus basse résultant des conditions d'arrêt de fonctionnement. NOTE Pour les matériaux ne figurant pas dans l'Annexe G, il convient de se référer à des données provenant de source autorisée.

12.2.7.2

Module d'élasticité

La valeur du module d'élasticité Et utilisée pour l'analyse de flexibilité doit être la valeur du module à la température correspondant à la situation étudiée. Les modules d’élasticité peuvent être pris égaux aux valeurs données dans l’Annexe G. NOTE Pour les matériaux ne figurant pas dans l'Annexe G, il convient de se référer à des données provenant de source autorisée.

12.2.7.3

Coefficient de Poisson

Le coefficient de Poisson lorsqu'il est requis pour l'analyse de flexibilité peut être pris égal à 0,3 pour tous les types d’aciers à toutes les températures. 12.2.7.4

Coefficients de flexibilité et coefficients de contrainte

En l'absence de données plus directement utilisables, les coefficients de flexibilité et les coefficients d'intensification de contrainte donnés dans l'Annexe H, doivent être utilisés dans les calculs de flexibilité. NOTE Les coefficients d'intensification de contrainte de l'Annexe F ont été déterminés à partir d'essais de fatigue sur des composants et des assemblages de tuyauteries représentatifs et fabriqués à partir de matériaux ferreux ductiles. L'étendue de variation admissible des contraintes dues aux déplacements est basée sur des essais sur des aciers au carbone et austénitiques inoxydables.

Pour les composants de tuyauteries ou les attaches (comme les appareils de robinetterie, les filtres, ancrages, anneaux ou bandes) non traités dans l’Annexe H, des coefficients d’intensification de contrainte appropriés peuvent être estimés par comparaison des éléments significatifs de leur géométrie avec ceux des composés traités. 138

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EN 13480-3:2012 (F) Version 2 (2013-08) 12.2.8 Conditions de supportage

Des ancrages, des points fixes, des supports à charge posée, des supports à charge suspendue et autres dispositifs contrôlant le déplacement raccordés extérieurement, doivent être mis en place, si nécessaire, pour assurer le fonctionnement correct des dispositifs destinés à absorber la dilatation conformément à 12.2.9. Le terme « support » englobe les ancrages de tuyauteries, les supports rigides (par exemple glissières et guides), les supports à charge suspendue et les raccordements à des composants ainsi que les supports à charge posée/supports à charge suspendue à ressorts à réaction constante/variable (voir Article 13). NOTE Les conditions de supportage décrivent l'aptitude des supports à reprendre des forces et des moments au droit de ces supports et il convient de les donner sous une forme mathématique qui soit suffisamment représentative de la conception. Pour chaque support il existe 12 fonctions mathématiques. Lorsqu'elles sont décrites dans un système de coordonnées tridimensionnel u, v, w, adéquat, il existe une relation directe entre les forces et les translations de même direction d'une part et les moments et les rotations de même axe d'autre part. Une force non reprise engendre une translation de même direction que celle de la force appliquée et de manière analogue un moment non repris engendre une rotation de même axe que le moment appliqué. Les 12 fonctions sont : — reprise des forces Fu, Fv, Fw dans les trois directions ; — reprise des moments Mu, Mv, Mw d’ axes u, v, w ; — translation u, v, w dans les trois directions; — rotation u, v, w d'axes u, v, w. Pour définir clairement les conditions de supportage d'un support, il convient de définir six fonctions indépendantes les unes des autres. La possibilité d'une translation non entravée dans la direction d'un des trois axes ou d'une rotation non entravée autour d'un des trois axes est appelée "degré de liberté". Comme six degrés de liberté définissent la possibilité de mouvements totalement libres, un support ne peut avoir que zéro à cinq degrés de liberté.

Quelques supports types sont définis ci-après :  ancrages : supports pouvant résister aux forces et aux moments dans toutes les directions ;  points partiellement fixes : supports ayant 1 à 5 degrés de liberté ;  raccordement élastique de composants : points de raccordement d'un réservoir, d'un appareil, d'une pompe, etc., qui permettent une reprise des forces et des moments en fonction de la rigidité du composant ;  support à réaction variable : supports qui peuvent reprendre les forces suivant une relation linéaire entre la constante de rappel du ressort et sa déflexion ;  supports à réaction constante : supports pour lesquels la force de supportage est constante dans tout le domaine de déflexion ;  amortisseurs de chocs/butées dynamiques et amortisseurs de vibration : Les amortisseurs de chocs, les butées dynamiques sont des dispositifs qui dans le cas de sollicitations dynamiques (par exemple, choc hydraulique) reprennent la force dans la direction du déplacement. Les amortisseurs de vibrations sont utilisés pour réduire les vibrations. Les amortisseurs de chocs, les butées dynamiques et les amortisseurs de vibrations n’absorbent pas les forces dues à des charges statiques (par exemple dues au poids propre, à la dilatation thermique, etc.). Les appuis pendulaires (amortisseurs de vibrations) sont des supports à ressorts agissant dans deux directions avec une force prédéterminée et une caractéristique de retour ;  tirants rigides : les tirants rigides forment un sous-groupe des points partiellement fixes et empêchent la translation dans la direction de l'axe de liaison entre les assemblages (paliers à billes).

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EN 13480-3:2012 (F) Version 2 (2013-08) Les structures de supportage doivent être conçues pour résister à toutes les charges transmises par la tuyauterie. La conception des supports doit être en conformité avec l’Article 13. 12.2.9 Compensateurs de dilatation

Il est nécessaire de différencier deux catégories de compensateurs de dilatation définis par des caractéristiques de déplacement différentes. Ces deux catégories sont :  les compensateurs ne comportant pas de dispositifs reprenant l’effet de fond (axiaux et universels);  les compensateurs comportant des dispositifs reprenant l’effet de fond (angulaire et latéraux).

Les compensateurs de dilatation ne comportant pas de dispositifs reprenant l’effet de fond nécessitent des ancrages appropriés et des guides complémentaires pour éviter le flambement du réseau de tuyauteries. Les espacements maximums recommandés entre ces guides sont donnés dans l’Annexe C. Le système doit être vérifié, soit selon la méthode du "tuyau rigide", soit par analyse conformément à 12.3 en utilisant les coefficients de flexibilité donnés par le fabricant du compensateur de dilatation. 12.2.10 Analyse de flexibilité 12.2.10.1 Analyse formelle non exigée

Aucune analyse formelle concernant l'adéquation de la flexibilité n'est exigée pour un réseau de tuyauteries qui satisfait à l'un des critères suivants :  il reproduit ou remplace sans changement significatif un système fonctionnant et donnant toute satisfaction ;  il peut être facilement jugé adéquat par comparaison avec des systèmes analysés antérieurement ;  il est de dimensions constantes, ne comporte pas plus de deux ancrages ni de supports intermédiaires ni d'autres dispositifs contrôlant le déplacement, est conçu pour un service de 7 000 cycles de pleine amplitude au maximum (ou dans le cas de tuyauterie destinée au gaz combustible, 1 000 cycles de pleine amplitude) et vérifie l'équation empirique suivante DoY

L  l 2

 208,3

(12.2.10-1)

où

Do est le diamètre extérieur nominal du tuyau (mm) ; L

est la longueur développée de la tuyauterie entre les ancrages (m) ;

l

est la distance entre les ancrages (longueur du segment joignant les ancrages) (m).

Y

est la résultante des déplacements qui doit être reprise par la tuyauterie ;

 La formule constitue un exemple de méthodes simplifiées acceptables pour l’analyse NOTE Il ne peut être prouvé que cette équation donne des résultats précis et régulièrement « conservatifs ». Elle a été déterminée pour les matériaux ferreux et n'est pas applicable pour des systèmes utilisés dans des conditions cycliques sévères. Elle doit être utilisée avec précaution pour certaines configurations comme les cintres en U à branches inégales (L/l > 2,5), les conduites presque droites "en dents de scie", les tuyaux de grand diamètre à paroi mince ou lorsque les déplacements de direction différente de la direction reliant les points d'ancrage constituent une partie importante du déplacement total. Il n'existe aucune assurance que les réactions aux extrémités soient suffisamment faibles pour être acceptées même si les limitations cidessus sont respectées pour la tuyauterie.

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EN 13480-3:2012 (F) Version 2 (2013-08) 12.2.10.2 Analyse formelle exigée

Toute tuyauterie ne satisfaisant pas aux critères stipulés en 12.2.10.1 doit être analysée à l'aide d'une méthode d'analyse simplifiée, approximative ou détaillée. Une méthode simplifiée ou approximative ne peut être appliquée que si elle est utilisée dans ses limites. Les méthodes d'analyse détaillées acceptables comprennent les méthodes analytiques et graphiques qui permettent l'évaluation des forces, des moments et des contraintes causés par les déformations dues aux déplacements. L'analyse détaillée doit prendre en compte les coefficients d'intensification de contrainte pour tous les composants autres que les tuyaux droits. La flexibilité d'un tel composant peut être prise en compte. 12.2.10.3 Hypothèses et prescriptions de base 12.2.10.3.1 A chaque fois que cela est possible, l'analyse formelle doit être effectuée sur les réseaux complets entre les points d'ancrage ou les points dont les conditions aux limites sont connues. Cela peut inclure les axes de symétrie. Les directions des déplacements libres et les fixations aux supports doivent être simulées dans l'analyse. NOTE

Il convient de prendre soin de vérifier que la construction est réalisée fidèlement à la conception.

Les forces de frottement doivent être prises en considération. Lorsque l'effet des forces de frottement est considéré comme significatif, des forces additionnelles doivent être prises en compte dans le calcul de la tuyauterie. 12.2.10.3.2 Lorsqu'il est nécessaire de faire des hypothèses simplificatrices afin de diminuer la complexité de l'analyse de flexibilité, les détails d'une telle simplification doivent être mentionnés dans les calculs de conception. Lorsque des hypothèses simplificatrices sont utilisées pour des calculs ou pour des essais sur maquette, la probabilité concomitante de sous-estimation des forces, moments et contraintes incluant les effets de l'intensification de contrainte doit être évaluée. 12.2.10.3.3 La contribution relative de toutes les parties du réseau de tuyauteries à analyser et de tous les supports, comme les points fixes ou les guides, y compris les supports intermédiaires installés pour réduire les moments et les forces sur les équipements ou les petites dérivations, doit être prise en considération. 12.2.10.3.4 Le comportement en translation et en rotation des équipements raccordés doit être pris en compte. 12.2.10.3.5 Les caractéristiques de flexibilité et les coefficients d'intensification de contrainte indiqués dans l'Annexe H doivent être utilisés pour les cintres, tubulures, tés etc. 12.2.10.3.6 Pour les besoins de l’analyse et pour définir les effets des tuyauteries sur les équipements raccordés (forces, moments, déviations et rotations) le système doit comporter une convention de signe et d'axes. 12.2.10.3.7 Les petits composants qui n'ont qu'une faible influence sur la rigidité globale doivent être modélisés en tant que poutres de sections transversales telles que l’on obtienne approximativement la rigidité réelle.

Les gros composants, comme par exemple les récipients, peuvent avoir une influence importante sur la structure globale. C'est pourquoi il est nécessaire de prendre en compte les rigidités spécifiques dans le modèle utilisé pour le composant par exemple par une suite de poutres jusqu'au point de supportage ou une représentation de la structure de supportage au moyen d'une matrice de rigidité. 12.2.10.3.8 L'influence des éléments de supportage doit être prise en considération dans la mesure nécessaire. En ce qui concerne les valeurs des réactions et des moments, les rigidités du support doivent être prises en compte par le modèle, si nécessaire.

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12.2.10.3.9 Les rigidités des compensateurs de dilatation doivent être prises en compte comme des rigidités internes (matrices de rigidité introduite directement). NOTE : Une fatigue acoustique peut survenir dans un réseau de tuyauteries en particulier lorsque la fréquence propre du réseau correspond à la fréquence de la source. Ce problème n'est pas traité dans cet article et il convient de consulter un spécialiste lorsqu'il existe un tel risque.

12.3 Analyse de flexibilité 12.3.1 Généralités

La procédure de détermination des contraintes et la limitation des contraintes ci-après doivent être utilisées afin d'assurer un fonctionnement sûr de la tuyauterie. Les équations (12.3.2-1) et (12.3.3-1) concernent les contraintes longitudinales dues aux chargements de calcul et de service et les équations (12.3.4-1) et (12.3.4-2) concernent l'étendue de variation de contrainte due aux chargements qui donnent lieu à une déformation du système global. Dans l'équation (12.3.5-1), un tiers de la contrainte résultant de la dilatation thermique et des chargements variables sont pris en compte pour ce qui concerne le comportement du matériau dans le domaine du fluage, en supposant que les deux tiers de la contrainte sont éliminés par relaxation. L'équation (12.3.6-1) permet d'assurer que dans l'éventualité d'une charge unique non répétée, aucune déformation pouvant affecter défavorablement le matériau ne se produira. Les contraintes doivent être déterminées pour l'épaisseur nominale. NOTE Les diminutions d'épaisseur de paroi permises par les conditions techniques de livraison pour les tuyaux sans soudures et les tuyaux soudés sont couvertes par les limites de contrainte. Les coefficients d'intensification de contrainte, i, sont donnés dans les Tableaux H-1 et H-2.

Comme alternative aux équations données dans 12.3.2 à 12.3.6, une détermination plus précise des contraintes peut être réalisée en différenciant les moments dans le plan et hors du plan, en prenant les coefficients d'intensification de contrainte correspondants donnés dans le Tableau H-3. Dans ce cas le coefficient 0,75 i appliqué aux moments MA, MB et MC dans les équations (12.3.2-1), (12.3.3-1), (12.3.4-2) et (12.3.5-1) doit être remplacé respectivement par iO et ii, pris dans le Tableau H-3. De la même manière le coefficient i appliqué aux moments MC et MD dans les équations (12.3.4-1), (12.3.4-2), (12.3.5-1) et (12.3.6-1) doit être remplacé par iO et ii. NOTE

Le terme de pression

substitué par le terme alternatif

pc d o dans les Équations (12.3.2-1), (12.3.3-1), (12.3.4-1), (12.3.4-2) et (12.3.5-1) peut être 4e n

p c d i2 d o2



d i2



pc . 2

Pour la méthode générale et pour la méthode alternative, les coefficients d'intensification de contrainte, i, incluant le coefficient 0,75, le cas échéant, doivent être supérieurs ou égaux à 1,0 (0,75 i  1,0). Si une valeur inférieure à 1 est obtenue, la valeur 1,0 doit être utilisée. 12.3.2 Contrainte due aux charges permanentes

La somme des contraintes primaires, 1, due à la pression intérieure, pc, et au moment résultant, MA, généré par le poids et les autres charges permanentes d'origine mécanique, doit satisfaire l'équation suivante :

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EN 13480-3:2012 (F) Version 2 (2013-08) 1 

p c d o 0,75 i M A   ff Z 4en

(12.3.2-1)

où

Ma est le moment résultant dû aux charges permanentes d'origine mécanique qui doit être déterminé en prenant la combinaison des charges suivantes la plus défavorable : 

poids propre de la tuyauterie, y compris du calorifuge, des accessoires internes et des attaches ;



poids du fluide ;



forces due à la pression intérieure du fait de compensateurs de dilatation axiaux non équilibrés etc.

f f est la contrainte de calcul pour l’analyse de flexibilité en N/mm (MPa) avec f f  min f ; f cr  2

12.3.3 Contrainte due aux charges occasionnelles ou exceptionnelles

La somme des contraintes primaires, 2, due à la pression intérieure, pc, au moment résultant, MA, généré par le poids et les autres charges permanentes d'origine mécanique et au moment résultant, MB, généré par les charges occasionnelles ou exceptionnelles, doit satisfaire à l'équation suivante :

2

p c d o 0,75 i M A 0,75 i M B   k ff 4en Z Z

(12.3.3-1)

où

MB est le moment résultant dû aux charges occasionnelles ou exceptionnelles qui doit être déterminé pour la combinaison des charges suivantes la plus défavorable : 

charges dues au vent (T TB/10) ;



charges dues à la neige ;



charges dynamiques dues aux opérations de commutation (T  TB/100) ;



charges sismiques (T  TB/100) ;

2 f f est la contrainte de calcul pour l’analyse de flexibilité en N/mm (MPa) avec f f  min f ; f cr  .

k=1

lorsque la durée d'application de la charge occasionnelle est supérieure à 10 % de toute période de service de 24 h par exemple neige normale, vent normal.

k = 1,15 lorsque la durée d'application de la charge occasionnelle est inférieure à 10 % de toute période de service de 24 h. k = 1,2 lorsque la durée d'application de la charge occasionnelle est inférieure à 1 % de toute période de service de 24 h par exemple les charges dynamiques dues à l'ouverture/la fermeture des vannes, les charges dues au séisme de dimensionnement. k = 1,3 pour les charges exceptionnelles très peu probables, par exemple neige très lourde/vent important (c'est à dire correspondant à 1,75 fois "la valeur normale"). k = 1,8

pour le séisme majoré de sécurité.

pc est la pression de calcul maximale pour la situation de service considérée, la pression de calcul doit être considérée comme la valeur minimale à prendre en compte ;

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EN 13480-3:2012 (F) Version 2 (2013-08) Les effets des déplacements d'ancrage dus au séisme peuvent être exclus s'ils ont été inclus dans l'équation (12.3.4-1). Sauf spécification contraire, les conventions suivantes s'appliquent : a) la durée de l'action T correspond aux valeurs entre parenthèses, rapportées à la durée totale de service TB; b)

les charges dues à la neige et au vent ne s'appliquent pas simultanément ;

c)

les chargements pour lesquels T  TB/100 ne s'appliquent pas simultanément.

12.3.4 Etendue de variation de contrainte due à la dilatation thermique et aux charges variables

L'étendue de variation de contrainte, 3, due au moment résultant, MC, généré par la dilatation thermique et les charges variables doit satisfaire à l'équation suivante :

3

i MC  fa Z

(12.3.4-1)

ou lorsque les conditions de l'équation (12.3.4-1) ne sont pas satisfaites, la somme des contraintes, 4, due à la pression intérieure pc, au moment résultant, MA, généré par les charges permanentes d'origine mécanique et au moment résultant, MC, généré par la dilatation thermique et les charges variables doit satisfaire à l'équation suivante :

4

p c d o 0,75 i M A i M C    f f  fa 4en Z Z

(12.3.4-2)

où est l'étendue de variation du moment résultant généré à la dilatation thermique et aux charges MC variables qui doit être déterminée à partir de la plus grande différence entre les moments en prenant les modules d'élasticité aux températures correspondantes. f f est la contrainte de calcul pour l’analyse de flexibilité en N/mm (MPa) avec f f  min f ; fcr  . 2

Une attention particulière doit être accordée :  à la dilatation longitudinale, y compris aux mouvements des points situés aux limites du réseau, dus à la dilatation thermique et à la pression intérieure ;  aux mouvements des points situés aux limites du réseau, dus au séisme si les effets des déplacements d'ancrages ont été omis dans l'équation (12.3.3-1);  aux mouvements des points situés aux limites du réseau, dus au vent ;  aux forces de frottement.

Les conditions de la tuyauterie lors de l'arrêt doivent également être prises en considération. La mise en tension à froid appliquée, le cas échéant, pendant l'installation ne doit pas être prise en compte, c'est-à-dire que la situation de service relative à MC doit être étudiée comme si aucune mise en tension à froid n'avait été appliquée.

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EN 13480-3:2012 (F) Version 2 (2013-08) 12.3.5 Conditions supplémentaires pour le domaine du fluage

Pour les tuyauteries en service dans le domaine du fluage, la contrainte 5, due à la pression de calcul, pc, au moment résultant , MA, généré par le poids et les autres chargements permanents d'origine mécanique, au moment résultant, MC, généré par la dilatation thermique et les chargements variables doit satisfaire à l'équation suivante :

5 

pc d o 0,75 i M C 0,75 i M A   fCR Z 4en 3Z

(12.3.5-1)

Dans l'Équation (12.3.5-1), un tiers du moment MC est pris en compte en considérant le comportement du matériau dans le domaine du fluage à moins qu'une analyse inélastique détaillée ne donne des résultats différents. 12.3.6 Contrainte due à un mouvement d'ancrage unique non répété

Lorsque la contrainte de calcul telle que définie dans l'Article 5 est indépendante des caractéristiques dans le domaine du fluage, la contrainte 6, due au moment résultant, MD, engendré par un mouvement unique et non répété du support, doit satisfaire à l'équation suivante :

6

i MD  min (3f ; 2R p 0,2 t ) Z

(12.3.6-1)

où

MD est le moment résultant dû à un mouvement unique non répété d'ancrage/de point fixe, par exemple mouvements des points situés aux limites du réseau dus au tassement des bâtiments, dus aux dommages causés par l'exploitation du sol. Lorsque la contrainte de calcul telle que définie dans l'Article 5 dépend des caractéristiques dans le domaine du fluage, la contrainte calculée ne doit pas dépasser ce qui suit : 0,3 fois la limite conventionnelle d'élasticité à 0,2 % à la température de calcul pour les aciers ferritiques ; 0,3 fois la limite conventionnelle d'élasticité à 1,0 % à la température de calcul pour les aciers austénitiques. NOTE Il se peut qu'une petite partie du réseau de tuyauteries subisse une déformation inélastique considérable alors que le reste du réseau est presque complètement élastique. Cela se produit lorsque la partie concernée est beaucoup moins résistante que le reste, en raison d'une diminution de la section, d'un matériau moins résistant ou d'une température plus élevée. Il convient d'éviter de préférence les conditions susceptibles de provoquer une déformation inélastique significative. Si cela n'est pas possible il convient d'effectuer une analyse inélastique plus complète.

12.3.7 Détermination des moments résultants

Pour la détermination des valeurs des moments MA, MB, MC et MD, utilisés dans les équations données en 12.3.2 à 12.3.6, les règles de base suivantes doivent être observées. Pour n moments Mi (i = 1, 2..n) appliqués simultanément et ayant pour composantes Mxi, Myi, Mzi dans un repère orthogonal x, y, z, le moment résultant total M est égal à la somme des moments :

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EN 13480-3:2012 (F) Version 2 (2013-08)  M     x  M  My    M    z  

M M M n

1 n

xi

1 n

yi

1

zi

      

(12.3.7-1)

et M  M x2  M y2  M z2

(12.3.7-2)

Si à l'instant Ta, est appliqué le moment total MTa et qu'à un autre instant Te est appliqué le moment total MTe, alors les moments variables résultants sont égaux à la différence entre les moments :  M x'   M x,Te  M x ,Ta         M  MTe  MTa   M y'    M y ,Te  M y ,Ta   '     M z   M z ,Te  M z,Ta 

(12.3.7-3)

avec la valeur M '  M x' 2  M y' 2  M z' 2

Des exemples de moments appliqués à un Té et à un cintre sont donnés Figure 12.3.7-1 et –2.

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(12.3.7-4)

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EN 13480-3:2012 (F) Version 2 (2013-08)

Légende Mo est le moment de flexion hors du plan Mi est le moment de flexion dans le plan MT est le moment de torsion MR est le moment résultant

M o2  Mi2  M T2

Figure 12.3.7-1— Moments appliqués à un Té

Légende Mo est le moment de flexion hors du plan Mi est le moment de flexion dans le plan MT est le moment de torsion MR est le moment résultant

M o2  M i2  M T2

Figure 12.3.7-2 — Moments appliqués à un cintre

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EN 13480-3:2012 (F) Version 2 (2013-08) 12.3.8 Réactions

Les réactions sur les équipements raccordés, calculées, ne doivent pas excéder les limites spécifiées.

12.4 Analyse en fatigue Lorsqu'une analyse en fatigue est exigée compte tenu de l’Article 10, l’étendue de variation des contraintes cycliques et le nombre admissible correspondant de cycles pour chacune des situations spécifiées doivent être déterminés aux points importants du réseau de tuyauteries. NOTE 1 Il est recommandé d’utiliser la méthode de calcul de prEN 12952-3 y compris les Annexes appropriées pour une analyse acceptable lorsque les efforts et moments extérieurs ne sont pas significatifs. La méthode de calcul de prEN 13445-3 peut être utilisée comme alternative. NOTE 2

L’analyse en fatigue des compensateurs de dilatation n’est pas concernée par le présent article.

12.5 Vibrations Lorsque des vibrations peuvent être provoquées, par exemple par le mouvement du fluide dans le tuyau ou par des charges cycliques extérieures imposées, le concepteur de la tuyauterie doit étudier l'étendue du problème et examiner les propositions ci-après comme moyens pour éliminer ou réduire les effets des vibrations :  envisager un autre tracé de la tuyauterie avec une autre fréquence propre ;  prévoir des supports supplémentaires à proximité des équipements tournants/pulsatoires ;  prévoir des supports supplémentaires à proximité des charges ponctuelles ;  prévoir des ancrages supplémentaires ;  prévoir des amortisseurs de chocs ou appuis pendulaires en cas de dilatation thermique ;  prévoir des guides notamment aux changements de direction ;  prévoir des supports glissants de préférence aux pendards ;  modifier le nombre de supports à ressorts.

13 Supports 13.1 Prescriptions générales 13.1.1 Généralités

L’Article 13 spécifie les exigences relatives au supportage et au contrôle des mouvements d'un réseau de tuyauterie soumis aux exigences de la série des EN 13480. NOTE

Voir également l'Annexe I, l'Annexe J, l'Annexe K, l'Annexe L, l'Annexe M et l'Annexe N.

Il ne couvre pas les charpentes principales auxquelles sont fixés les supports, ni les conditions de service comme les effets de la corrosion et de l'érosion. Les supports sont divisés en :  supports rigides ;

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EN 13480-3:2012 (F) Version 2 (2013-08)  supports amovibles ;  charpente intermédiaire (secondaire) en acier.

Les éléments de supportage sont les dispositifs qui relient la tuyauterie à la structure environnante. Ils doivent :  supporter le poids de la tuyauterie ainsi que celui des équipements raccordés à cette tuyauterie ;  contrôler le mouvement de la tuyauterie ;  orienter et reporter les charges statiques (ou dynamiques, le cas échéant) de la tuyauterie sur la structure environnante et d'une façon générale supprimer ou limiter un ou plus des six degrés de liberté en certains points du réseau de tuyauterie. 13.1.2 Classification des supports

Les supports doivent être classés selon trois niveaux qui sont donnés dans le Tableau 13.1.2-1, en fonction de la classe de la tuyauterie supportée conformément à la DESP. Tableau 13.1.2-1 — Classification du support Catégorie selon la DESP III II I / no a

Classe du support

S3 S2 S1

a

Y compris la conformité aux règles de l’art d’un Etat Membre, conformément à la DESP, Article 3.3.

Lorsque des équipements appartenant à différentes catégories selon la DESP ont un support commun, le niveau du support doit correspondre à la classe de support la plus contraignante. NOTE Dans un souci d'harmonisation de la fabrication, des supports d’une classe supérieure à celle requise par la classe de tuyauterie peuvent être fournis.

13.1.3 Définitions complémentaires

Pour les besoins de l'Article 13, les définitions suivantes s'appliquent en complément de celles de 3.1 : 13.1.3.1 ancrage (point fixe) dispositif rigide utilisé pour empêcher toute rotation et toute déplacement relatifs au niveau du point d'application, dans les conditions de température et de charge de conception 13.1.3.2 butée dispositif destiné à empêcher le déplacement axial de la tuyauterie 13.1.3.3 guide dispositif permettant le déplacement de la tuyauterie dans une direction déterminée à l'avance tout en empêchant tout déplacement dans une ou plusieurs autres directions

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EN 13480-3:2012 (F) Version 2 (2013-08) 13.1.3.4 support ou patin glissant dispositif destiné à reprendre la composante verticale de la charge en empêchant le mouvement vertical vers le bas mais en ne limitant pas de façon notable les déplacements dans le plan ou les rotations 13.1.3.5 support à rouleaux support posé sur un ou plusieurs rouleaux ayant une résistance au mouvement axial extrêmement faible 13.1.3.6 support à charge posée de manière rigide, support à charge suspendue de manière rigide dispositif destiné à reprendre les charges dans une direction (verticale) tout en empêchant le déplacement dans cette direction 13.1.3.7 support à ressorts à charge suspendue à réaction variable, support à ressorts à charge posée à réaction variable, support à charge suspendue à réaction constante, support à charge posée à réaction constante support de tuyauterie monté posé ou suspendu, avec des caractéristiques variables ou constantes (support à charge suspendue à réaction variable, support à charge suspendue à réaction constante) destiné à reprendre les charges verticales tout en permettant les déplacements verticaux 13.1.3.8 appui pendulaire dispositif préchargé exerçant une force pour compenser les oscillations de la tuyauterie 13.1.3.9 tirant rigide dispositif destiné à empêcher le déplacement de la tuyauterie dans une seule direction, souvent utilisé dans des cas de charges dynamiques 13.1.3.10 absorbeur de chocs (amortisseur de chocs, butée dynamique) dispositif autobloquant ou autofreinant destiné à limiter le déplacement dans sa direction d’action, le déplacement rapide de la tuyauterie soumise à des charges dynamiques, mais permettant les déplacements lents dans ces directions (tels que ceux dus à la dilatation thermique) 13.1.4 Limites

Les limites entre le support et la structure environnante doivent être telles que représentées aux Figures 13.1.4-1 à 13.1.4-3.

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Support de tuyauterie fabriqué à partir de composants normalisés

Support de tuyauterie personnalisé

Légende

A B B1 B2 C

tuyau support du tuyau support du tuyau (par exemple attache par serrage) support du tuyau (par exemple structure en acier intermédiaire) structure Figure 13.1.4-1 — Raccordements à une structure en acier

Légende

A B1 B2 C

tuyau support du tuyau (par exemple collier du tuyau, support à charge posée/à charge suspendue à réaction variable, tiges filetées, pièces de raccordement) support du tuyau (par exemple charpente intermédiaire (secondaire) en acier) structure Figure 13.1.4-2 — Exemple de raccordement d’un support à ressorts à la structure

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EN 13480-3:2012 (F) Version 2 (2013-08)

Légende

A B1 B2 C1 C2

tuyau support du tuyau (par exemple collier du tuyau) support du tuyau (par exemple charpente intermédiaire en acier) boulons faisant partie de la structure structure en béton Figure 13.1.4-3 — Raccordement d’un support rigide à une structure en béton

13.1.5 Attaches de supports soudées 13.1.5.1 Lorsque les attaches de supports sont soudées directement sur la tuyauterie (voir Figure 13.1.5-1), le soudage doit être conforme à l’EN 13480-4. L’attache de support B doit répondre aux exigences de l’Article 11. Les contraintes engendrées par la dilatation différentielle de la tuyauterie et de la soudure doivent être prises en compte lors du calcul du support et de la tuyauterie. 13.1.5.2 Lorsqu'une attache B est forgée ou moulée avec le tuyau (voir Figure 13.1.5-2), toute soudure sur cette attache à une distance inférieure à l  2d m e

(13.1.5.2-1)

mesurée à partir de la surface du tuyau doit satisfaire aux exigences de l’EN 13480-4, sauf s'il a été démontré que la soudure et la zone affectée thermiquement n'ont aucune influence sur les caractéristiques mécaniques de l'enveloppe soumise à la pression. NOTE Si la soudure est située à une distance supérieure à la distance définie ci-dessus, la liaison soudée peut aussi satisfaire aux exigences de cette partie de Norme Européenne.

13.1.5.3 Lorsqu’un composant de support C est raccordé à un tuyau A au moyen d’un élément intermédiaire ou d’une plaque C1 (voir Figure 13.1.5-3), le matériau de cette plaque doit être compatible avec la tuyauterie et la liaison soudée avec le tuyau doit satisfaire aux exigences relatives aux soudures de la tuyauterie. La liaison soudée entre le support et la plaque doit se conformer à l’Article 11.

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EN 13480-3:2012 (F) Version 2 (2013-08)

Figure 13.1.5-1 — Support soudé sur la tuyauterie

Figure 13.1.5-2 — Support forgé ou moulé avec la tuyauterie

Figure 13.1.5-3 — Support avec plaque intermédiaire

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EN 13480-3:2012 (F) Version 2 (2013-08) 13.2 Exigences relatives aux matériaux Les matériaux utilisés pour la fabrication des supports doivent être compatibles avec les conditions de service de la tuyauterie et les conditions liées à l'environnement. Les matériaux des supports en contact avec la tuyauterie doivent être compatibles avec les matériaux constituant cette dernière et ne doivent pas affecter les caractéristiques métallurgiques requises pour ces matériaux. Les matériaux doivent satisfaire aux exigences de l’EN 13480-2.

13.3 Conception 13.3.1 Généralités

Les supports de tuyaux peuvent être définis comme :  supports normalisés ;  supports personnalisés (conception spéciale).

La forme, les dimensions et la capacité de charge des supports normalisés ont été déterminées, démontrées et classifiées. Les supports doivent être conçus de manière à satisfaire aux exigences relatives à la conception de la tuyauterie. La conception du support doit être vérifiée par calcul conformément au présent paragraphe ou par des essais de type (charge maximale permise). Les procédures d'essais de type doivent être conformes à l'annexe J. Lors de la mise en œuvre de pièces ayant été soumises à des essais de type, la température de service doit être prise en considération. Il est permis d’utiliser des supports de type standard dont la conception a été vérifiée au préalable par calcul ou par des essais pour les conditions applicables. Pour les besoins de la conception des supports, le concepteur de la tuyauterie doit indiquer avec précision les chargements et les mouvements aux points de supportage prévus. NOTE 1

Ces données sont obtenues en général à partir d’une analyse de la flexibilité de la tuyauterie (voir 12.2.10).

L'analyse de flexibilité de la tuyauterie doit tenir compte du poids de la tuyauterie ainsi que du poids du produit normal et du calorifuge et doit prendre en compte tous les facteurs supplémentaires mentionnés dans l'analyse de flexibilité. Les effets dus au mouvement du tuyau, à l'inclinaison des tiges des pendards et aux frottements, sur les chargements doivent être pris en compte par le concepteur de la tuyauterie. Si les exigences spécifiées en 12.2.10.1 sont satisfaites, alors aucune analyse détaillée n'est requise. Dans un tel cas, le concepteur de la tuyauterie doit s'assurer que toutes les conditions suivantes sont satisfaites :  l'inclinaison de la tige support par rapport à la verticale ne doit pas excéder 4°;  les supports ne doivent pas modifier de manière significative les déplacements du tuyau ;  la variation de portance ne doit pas dépasser 25 % ;  pour les supports à charge posée à réaction variable et pour les supports à charge posée à réaction constante, les forces horizontales éventuelles dues à des mouvements latéraux doivent être prises en compte, afin de maintenir la fonctionnalité: voir 13.5 ;  lors du choix des supports à charge suspendue à réaction variable, des supports à charge suspendue à réaction constante, des supports à charge posée à réaction variable, des supports à charge posée à réaction constante, ou des absorbeurs de chocs, il faut s’assurer d’un mouvement résiduel suffisant: voir 13.5. NOTE 2 Il peut être nécessaire de porter une attention particulière aux supports situés à proximité d'équipements sensibles (par exemple machine tournante) ou lorsque la tuyauterie risque d'exercer des charges inadmissibles sur les équipements auxquels elle est raccordée.

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EN 13480-3:2012 (F) Version 2 (2013-08) Lors de la sélection des supports, toutes les charges climatiques extérieures prévisibles, comme le vent, la neige ou la glace, doivent être prises en compte. Si la tuyauterie est soumise à d'autres effets extérieurs (vibrations, déplacements de structure, mouvements du sol, séisme etc.), l'acheteur doit préciser ces effets dans la commande et doit fixer les caractéristiques correspondantes à prendre en compte dans la conception des supports. Toutes les charges relatives à l'essai hydrostatique doivent également être prises en compte lors de la conception des supports et des structures raccordées. Par leur conception, les supports ne doivent engendrer en aucun point de la tuyauterie ni des contraintes ni des déformations supérieures aux valeurs admissibles. Les réactions de supportage, lorsqu'elles sont combinées aux charges dues à la dilatation thermique et aux frottements, ne doivent pas générer de chargements au niveau des ancrages ou aux points d'extrémité, supérieurs à ceux calculés dans l’Article 12. Par leur conception, les supports ne doivent pas modifier le mouvement et les chargements prévus sans l'accord du concepteur de tuyauterie. Toutes les exigences relatives à la maintenance doivent être spécifiées par le fabricant et toutes les restrictions relatives à la durée de vie identifiées. Lorsque les supports sont soumis à des charges ou à des mouvements cycliques (par exemple absorbeurs de chocs et tirants) tous les composants du support doivent convenir pour les chargements/cycles et la durée de vie de conception spécifiés. L'emplacement, le type et la marque d'identification de chaque support doivent être indiqués sur les plans isométriques de la tuyauterie, les relevés ou par d’autres moyens. 13.3.2 Températures de conception pour les composants des supports 13.3.2.1

Généralités

La température à prendre en considération lors de la conception des supports doit être fonction de celle de la tuyauterie. Tous les composants de supports doivent être conçus pour des températures comprises entre 0 °C et 80 °C. Pour les températures de service n'appartenant pas à ce domaine, la température de service de la tuyauterie doit être spécifiée au concepteur de supports et une justification spécifique doit être fournie. Les parties qui peuvent être affectées défavorablement par des températures trop élevées ou trop basses de la tuyauterie, comme les ressorts ou les équipements glissants, doivent être maintenues à l'extérieur de tout calorifuge. Les températures de conception des supports doivent être déterminées par calcul détaillé ou par essai. 13.3.2.2

Température de conception des composants situés à l'intérieur du calorifuge

La température à utiliser pour les besoins de la conception doit être conforme au Tableau 13.3.2-1 à la Figure 13.3.2-1.

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EN 13480-3:2012 (F) Version 2 (2013-08) Tableau 13.3.2-1 — Température de conception des composants situés à l'intérieur du calorifuge Type de composant

Température de conception du support t

Composants soudés directement sur le tuyau, étrier et collier (c'est-à-dire surface de contact importante)

Tf

Composants sans contact direct avec le tuyau

tf - 20 °C

Boulons, vis, écrous et chevilles

tf - 30 °C

Où tf est la température du produit dans le tuyau.

13.3.2.3

Température de conception des composants situés à l'extérieur du calorifuge

La température à utiliser pour les besoins de la conception doit être conforme au Tableau 13.3.2-2 et à la Figure 13.3.2-1. Tableau 13.3.2-2 — Température de conception des composants situés à l'extérieur du calorifuge Type de composant

Température du produit dans le tuyau tf

Température de conception du tuyau t

Composants directement raccordés au tuyau

> 80 °C

0,5 tf

Boulons, vis, écrous et chevilles

mais non inférieure à 80

 80 °C

80 °C

> 80 °C

0,33 tf mais non inférieure à 80

 80 °C

Où tf

°C

°C

80 °C

est la température du produit dans le tuyau.

Figure 13.3.2-1 — Température de conception des supports à l'intérieur et à l'extérieur du calorifuge

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EN 13480-3:2012 (F) Version 2 (2013-08) 13.3.2.4

Autres composants

La température de conception t pour tous les autres composants de supports y compris de la charpente en acier intermédiaire doit être égale à 80°C. 13.3.2.5

Hautes températures et basses températures

Pour des températures de fluide supérieures à 600 °C et inférieures - 20 °C, le support doit être fabriqué à partir de matériaux adapté pour la température de conception et compatible avec le matériau du tuyau ou doit comporter une barrière thermique appropriée. 13.3.3 Détails de conception 13.3.3.1 Les composants qui sont en contact avec les tuyaux doivent être conçus de manière que les chargements ponctuels de la paroi de tuyauterie susceptibles d'engendrer une déformation plastique locale du tuyau soient évités. 13.3.3.2 La conception de détail doit assurer une fixation solide du tuyau à son support et une possibilité de réglage si nécessaire pour compenser les tolérances relatives aux dimensions du tuyau et du support. 13.3.3.3 Tous les pendards doivent être munis de dispositifs de réglage.

Les pendards pour tuyauteries supérieures à DN 100 doivent être conçus pour permettre un réglage lorsqu'ils sont soumis à la charge spécifiée. Lorsque le réglage est effectué au moyen d’un dispositif fileté, la longueur minimale de filetage engagé ne doit pas être inférieure à 0,8 fois le diamètre de la partie filetée. Tous les écrous, chevilles ou autres dispositifs de fixation doivent être munis de dispositifs de blocage. 13.3.3.4 Les composants doivent être conçus de telle manière que l'accumulation d'eau ou de débris soit évitée. NOTE

Des dispositifs de protection contre la poussière peuvent être spécifiés par l'acheteur.

13.3.3.5 Les composants doivent être conçus de telle manière que les charges de flexion sur les parties filetées soient minimales. 13.3.3.6 Lorsque des pattes d'attache sont soudées sur un tuyau vertical pour supporter le poids et d’autres charges, ces pattes d'attache en nombre suffisant doivent être réparties régulièrement autour du tuyau et être disposées avec précision afin d'assurer un contact uniforme. NOTE Il convient d’éviter les moments de flexion excessifs dans la paroi du tuyau. Il convient de vérifier l’état de contrainte de la paroi du tuyau, par exemple conformément à l’Article 11.

13.3.3.7 Lorsque des tuyaux verticaux sont supportés par des supports rigides composés de tiges de suspension doubles, le support doit être conçu de telle manière que chaque tige puisse supporter en toute sécurité la charge totale appliquée, sauf si la conception empêche la distribution de charge de devenir non uniforme (par exemple, des colliers tourillons). 13.3.3.8 Les détails relatifs à la fixation des supports sur la structure principale doivent faire l'objet d'un accord avec le concepteur de la charpente qui doit s'assurer que tous les chargements imposés à la structure par la tuyauterie sont dans des limites acceptables (voir Annexe K pour exemples). 13.3.3.9 Le dimensionnement des charpentes en acier intermédiaires et secondaires destinées à supporter la tuyauterie doit être basé sur de bonnes pratiques industrielles telles que définies par exemple dans l’EN 1993. Les charpentes secondaires doivent être conformes aux exigences de 13.3.6.3. 13.3.3.10 Le filetage des boulons ne doit pas être soumis à des charges de cisaillement sauf si celles-ci sont incluses spécifiquement dans les calculs de conception des boulons.

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EN 13480-3:2012 (F) Version 2 (2013-08) 13.3.4 Flambement

Lorsque cela s'avère nécessaire, la résistance au flambement devra être démontrée pour le support et toute charpente intermédiaire ou secondaire. NOTE voir Annexe L pour les indications.

13.3.5 Emplacement des supports

L'emplacement des supports doit être déterminé en fonction de l'analyse de flexibilité détaillée ou en fonction de l'estimation des charges à supporter. Dans les deux cas des liaisons adéquates à la structure environnante doivent être envisagées et des charpentes en acier intermédiaires ou secondaires doivent être ajoutées lors de la conception des supports lorsque cela est nécessaire. 13.3.6 Détermination des dimensions des composants 13.3.6.1

Généralités

Le dimensionnement des composants de support conçus par calcul doit être basé sur de bonnes pratiques industrielles telles que celles définies dans l’EN 1993. Il doit être tenu compte des exigences de 13.3.6.2. Pour plus de conseils, voir les Annexes I, J, K, L et M. 13.3.6.2

Niveaux de contrainte

Les niveaux des contraintes individuelles ou de la contrainte équivalente ne doivent pas excéder les contraintes admissibles données dans le Tableau 13.3.6-1. La contrainte équivalente, e, est calculée par l’Équation :

e 

 a   b 2  3  2

(13.3.6-1)

où

a est la contrainte (de membrane) axiale calculée ; b est la contrainte de flexion calculée ; 

est la contrainte de cisaillement calculée.

La contrainte maximale admissible est :   Rp0,2 t R R  f  min eHt or ; m ; f cr  1 , 5 1 , 5 2 , 4     NOTE 1

Pour les situations de service occasionnelles, voir 4.2.5.2.

NOTE 2

Pour les données relatives au fluage pour des durées autres que 200 000 h, voir 5.3.2.

13.3.6.3

Contraintes admissibles

La contrainte admissible des différentes charges et contraintes doit être conforme au Tableau 13.3.6-1

158

(13.3.6-2)

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EN 13480-3:2012 (F) Version 2 (2013-08) Tableau 13.3.6-1 — Contraintes admissibles pour les supports de tuyau Contraintes

Situations normales de service

Situations occasionnelles de service

a

 1,0 f

 1,2 f

b

 1,0 f

 1,2 f



 0,6 f

 0,7 f

e

 1,0 f

 1,2 f

NOTE 1 Les contraintes admissibles pour les supports de tuyau qui ne sont pas en service dans le domaine de fluage sont : — pour les supports de tuyau analysés avec, en théorie, plaque ou coque : — situations normales de service : b ≤ 1,5 f ; e ≤ 1,5 f — situations occasionnelles de service : b ≤ 1,8 f ; e ≤ 1,8 f — pour des sections doubles pleines symétriques : — situations normales de service : b ≤ 1,1 f ; e ≤ 1,1 f — situations occasionnelles de service : b ≤ 1,3 f ; e ≤ 1,3 f NOTE 2 Contrainte admissible pour un assemblage soudé, voir 13.4.1 ; pour des situations occasionnelles de service, les contraintes admissibles sont de 1,2 fois celles pour la situation normale de service. NOTE 3 Pour les assemblages boulonnés, voir 13.4.2.

13.4 Assemblages 13.4.1 Assemblages soudés

La composition du métal déposé doit être compatible avec le matériau de base et sa limite d'élasticité ne doit pas être inférieure à la plus faible des valeurs minimales spécifiées des composants à souder. La contrainte admissible des assemblages soudés doit être multipliée par rapport au matériau de base par le coefficient de soudure z.  Pour tous les assemblages soudés faisant l’objet d’une inspection uniquement par examen visuel, le coefficient de soudure z = 0,7.  Le coefficient de soudure peut être augmenté jusqu’à z = 0,85, si les conditions suivantes sont remplies :

a) un essai de type a été réalisé ; b) des procédés de soudure partiellement ou entièrement mécanisés sont utilisés ; c) les assemblages soudés sont contrôlés par sondage par un contrôle non destructif CND (MT/PT).  Pour les soudures bout à bout et les soudures à pleine pénétration avec CND à 100 %, un facteur de soudure z = 1,0 est admissible.

En outre la contrainte de cisaillement admissible du matériau de base ne doit pas être dépassée. 159

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EN 13480-3:2012 (F) Version 2 (2013-08) 13.4.2 Assemblages boulonnés

Les assemblages boulonnés doivent être réalisés conformément aux normes européennes appropriées. Une attention particulière doit être accordée aux effets de la température.

13.5 Exigences relatives à la conception pour les composants particuliers 13.5.1 Pendards et supports à réaction constante 13.5.1.1

Généralités

Les exigences suivantes doivent être respectées lorsque l'utilisation de pendards et de supports à réaction constante est spécifiée. NOTE Des supports à réaction constante (à portance constante) sont généralement prescrits par le concepteur de la tuyauterie lorsque les déplacements verticaux de la tuyauterie sont relativement importants et que les forces de réaction des ressorts seraient importantes. Ils sont également prescrits pour les emplacements particuliers où une variation de la charge pendant le déplacement, de plus de 5 % de la charge prédéfinie n'est pas acceptable. Des informations supplémentaires sont données dans l'Annexe I.

13.5.1.2 Supports montés à charge posée à réaction constante/supports montés à charge suspendue à réaction constante

Les supports à charge suspendue à réaction constante doivent être conçus pour une charge inclinée à un angle de 4°. Les supports à charge posée à réaction constante doivent résister à une charge latérale de 10 % de la charge de conception. Des surfaces de glissement appropriées doivent être prévues en cas de déplacement latéral. 13.5.1.3

Variation de la charge par rapport à la charge prédéfinie

La variation de la réaction de supportage incluant les effets dus aux frottements ne doit pas dépasser ± 5 % de la charge prédéfinie sur l'ensemble de la course du dispositif en chargement vertical. Lorsqu'une variation inférieure est exigée, cela doit être spécifié par le fabricant de tuyauteries. 13.5.1.4

Réglage sur site de la charge prédéfinie

Les supports à réaction constante doivent être prévus pour un réglage sur site d'au moins ± 15 % de la charge prédéfinie. Ce réglage ne doit pas réduire la course spécifiée du support. 13.5.1.5

Course de réserve

Lors de la conception du support, une longueur de course supplémentaire par rapport au déplacement de la tuyauterie calculé pour les conditions de conception doit être prévue. Une course de réserve égale à 10 % du déplacement calculé, avec une valeur minimale de 25 mm, doit être spécifiée. La répartition et la direction de la course de réserve doivent être déterminées par le concepteur de tuyauteries. 13.5.1.6

Blocage

Tous les supports doivent être munis de dispositifs permettant le blocage du mouvement et de butées limitant la course vers le haut et vers le bas de manière que cette course ne s’étende pas au-delà des limites prévues. Les supports doivent être fournis bloqués dans la position de montage spécifiée par l’acheteur. Lorsque le support est bloqué il doit être capable de supporter deux fois la charge prédéfinie spécifiée. 13.5.1.7

Durée de vie des ressorts

Les ressorts doivent conserver la charge de réglage durant toute la durée de vie de conception du réseau de tuyauteries, avec une variation due au vieillissement ne dépassant pas ± 2,5 % par rapport à la charge de réglage.

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EN 13480-3:2012 (F) Version 2 (2013-08) 13.5.1.8

Plaque

Les supports doivent être munis d'une plaque fixée et non attaquable par la corrosion, adaptée aux conditions environnementales prévues, indiquant au moins  le numéro de référence du support ;  le type de support ;  la taille du support ;  la course totale ;  la charge prédéfinie ;  la position à l'installation ;  la position normale en service ;  le nom du fabricant. 13.5.2 Pendards et supports à réaction variable 13.5.2.1

Généralités

Les supports et les pendards à ressorts à réaction variable sont utilisés habituellement lorsque les déplacements verticaux de la tuyauterie sont relativement faibles. Ils peuvent être utilisés lorsqu'une variation de charge allant jusqu'à 25 % de la charge de conception pendant les mouvements de la tuyauterie est acceptable. Une variation plus importante peut être acceptable si elle est permise par l’analyse de la tuyauterie. Lorsque des supports à ressort dont l’effort de supportage varie directement en fonction du déplacement vertical du tuyau sont spécifiés, la variation de la charge doit vérifier l’une des équations suivantes :

Variation de la charge =

Charge de conception - Charge de préréglage  100% Charge de conception

ou

Variation de la charge =

Déplacemen t d' origine thermique  Constante du ressort  100% Charge de conception

NOTE : Des informations supplémentaires sont données dans l'Annexe I.

13.5.2.2 Supports à ressorts montés à charge posée à réaction variable/supports à ressorts montés à charge suspendue à réaction variable

Les supports à ressorts à charge suspendue doivent être conçus pour une charge inclinée à un angle de 4°. Les supports à charge posée à réaction variable doivent résister à une charge latérale de 10 % de la charge de conception. Des surfaces de glissement appropriées doivent être prévues en cas de déplacement latéral. 13.5.2.3

Tolérance relative à la constante de ressort

Pour la compression verticale ou pour la traction verticale, la variation de charge doit être inférieure à 5 % par rapport au comportement théorique de la course en charge, Figure I.2-1 (10 % pour les supports de classe S1), en tenant compte de la variation due au vieillissement (voir 13.5.1.7).

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EN 13480-3:2012 (F) Version 2 (2013-08) 13.5.2.4

Course de réserve

Lors de la conception du support, une longueur de course supplémentaire par rapport au déplacement de la tuyauterie, calculé pour les situations de calcul, doit être prévue. Une course de réserve égale à 10% du déplacement calculé au moins, avec une valeur minimale de 5 mm, doit être prévue. 13.5.2.5

Blocage

Tous les supports doivent être munis d’un dispositif de blocage et de butées limitant la course vers le haut et vers le bas de manière qu’elle n’étende pas au-delà des limites prévues. Les supports à ressorts doivent être fournis bloqués dans la position de montage définie dans la spécification technique. Lorsque le support est bloqué il doit être capable de supporter deux fois la charge nominale maximale. 13.5.2.6

Durée de vie des ressorts

Les ressorts doivent conserver la charge spécifiée durant toute la durée de vie de conception du réseau, avec une variation due au vieillissement ne dépassant pas ± 2,5 % par rapport à la charge de réglage. 13.5.2.7

Plaque

Les supports doivent être munis d'une plaque fixée et non attaquable par la corrosion, adaptée aux conditions environnementales prévues, indiquant au moins:  le numéro de référence du support ;  le type de support ;  les dimensions du support;  la course totale ;  la charge prédéfinie ;  la position à l'installation ;  la position normale en service ;  le nom du fabricant. 13.5.3 Tirants rigides

Les exigences suivantes doivent être respectées lorsque l'utilisation de tirants rigides est prescrite.  Leurs caractéristiques doivent être spécifiées par le fabricant de tuyauteries. 

Les tirants rigides doivent pouvoir fonctionner en traction et en compression.

 Les tirants doivent être munis de roulements sphériques aux extrémités. Le jeu au niveau des roulements doit être minimum mais doit permettre au tirant de s'incliner d'au moins 6 ° par rapport au plan de fonctionnement. 

La possibilité de réglage en longueur des tirants doit être au minimum de ± 25 mm.



Les goussets et les colliers de tuyau servant aux tirants rigides ne doivent que très peu modifier les jeux et la rigidité du système de supportage.

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EN 13480-3:2012 (F) Version 2 (2013-08) Lorsque le tirant est soumis à la charge de conception, sa flèche par rapport à l'axe passant par les centres des têtes ne doit pas dépasser 1 mm pour les tirants de longueur inférieure 1 000 mm et ne doit pas être supérieure à 1 mm pour 1 000 mm pour les tirants plus longs. NOTE 1 Les tirants rigides sont utilisés habituellement pour supporter la tuyauterie lors de chargements dynamiques dans une seule direction. NOTE 2

Il est recommandé que les tirants rigides aient une raideur élevée avec un jeu minimum dans l’assemblage.

13.5.4 Absorbeurs de chocs (amortisseur de chocs, butée dynamique) 13.5.4.1 Les exigences suivantes doivent être respectées lorsque l’utilisation d’absorbeurs de chocs est prescrite.



L'utilisation d'un type particulier d'absorbeurs de chocs telles que des absorbeurs de chocs mécaniques ou hydrauliques doit être spécifiée par le fabricant de tuyauteries.

 Les absorbeurs de chocs ne doivent pas empêcher ou limiter le mouvement dû à la dilatation thermique pendant le service normal. 

L'absorbeur de chocs doit fonctionner aussi bien en traction qu'en compression.



L'absorbeur de chocs doit fonctionner dans n'importe quelle orientation ou position conformément à la spécification d'achat.

 Les absorbeurs de chocs doivent être munis de roulements sphériques aux extrémités. Le jeu au niveau des roulements doit être minimum mais doit permettre une inclinaison d'au moins 6 ° de l’absorbeur de chocs par rapport au plan de fonctionnement.  Les goussets et les colliers de tuyau servant aux absorbeurs de chocs ne doivent que très peu modifier les jeux et la rigidité du système de supportage. 

Les paramètres relatifs au fonctionnement des absorbeurs de chocs doivent être ceux donnés dans le Tableau 13.5.4-1.

NOTE Les absorbeurs de chocs peuvent être utilisés dans la conception des tuyauteries pour contrôler les mouvements du tuyau soumis à des actions dynamiques telles que séisme ou fermeture rapide des vannes. Ils ne sont pas destinés à supporter le poids du réseau de tuyauteries et des informations supplémentaires sont données dans l'Annexe I.

Tableau 13.5.4-1 — Paramètres relatifs au fonctionnement des absorbeurs de choc Paramètre

Valeurs

Vitesse de réponse

3 mm/s à 5 mm/s

Vitesse de dérive (le cas échéant)

0,2 mm/s à 2 mm/s

Fréquence de service

0,5 Hz à 50 Hz

Déclenchement de la vanne de régulation (le cas 200 N ou 2 % de la charge nominale, en retenant la échéant) valeur la plus grande Force de frottement maximale (à 0,5 mm/s)

200 N ou 2 % de la charge nominale, en retenant la valeur la plus grande

NOTE 1 : Le mouvement à vide (course morte) total lors de l'inversion de charge (dû au jeu au niveau des roulements et des autres composants) ne doit pas excéder 1,5 mm NOTE 2 : Les limites d'endurance peuvent être spécifiées par l'acheteur.

13.5.4.2 Les absorbeurs de chocs hydrauliques doivent être munis d'un dispositif indicateur de niveau de fluide, et être fournis avec un fluide et des joints adaptés à l'environnement prévu. 13.5.4.3 Un indicateur de position doit être installé si spécifié par l'acheteur.

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EN 13480-3:2012 (F) Version 2 (2013-08) 13.5.4.4 Lors de la conception de l'absorbeur de chocs une longueur de course supplémentaire par rapport au déplacement de la tuyauterie calculé pour les conditions de conception doit être prévue. Une course de réserve égale à 10 % du déplacement calculé, avec une valeur minimale de 25 mm doit être spécifiée. La répartition et la direction de la course de réserve doivent être déterminées par le concepteur de tuyauteries. 13.5.5 Supports glissants 13.5.5.1 Les supports glissants doivent être conçus et installés de telle manière que tout désengagement en fonctionnement normal soit impossible. La possibilité de soulèvement provoquant la séparation des surfaces glissantes doit être également prise en considération. 13.5.5.2 Sauf si des dispositifs ont été installés pour diriger et limiter le mouvement d'un support glissant, la conception et l'installation du support doivent tenir compte du mouvement inverse de celui prévu. 13.5.5.3 Les supports glissants doivent être conçus de façon que l'encrassement des surfaces glissantes au cours du fonctionnement normal soit évité 13.5.5.4 L'aire de la portée glissante doit être de dimension suffisante pour tous les déplacements spécifiés, avec une marge de sécurité d'au moins 25 mm dans chaque direction. 13.5.5.5 Les charges dues aux frottements des surfaces glissantes doivent être prises en compte dans la conception de la structure de supportage. Lorsque des surfaces glissantes acier sur acier sont utilisées, le coefficient de frottement doit être pris égal à 0,3, sauf s'il a été démontré que le choix des surfaces glissantes conduit à une valeur inférieure sur toute la durée de vie de service spécifiée de la tuyauterie. Lorsque des forces de frottement plus faibles sont requises, l'utilisation de matériaux appropriés à faible coefficient de frottement comme le PTFE, dimensionnés de manière à convenir aux conditions physiques et ambiantes prévues pour le fonctionnement du support doit être envisagée. 13.5.6 Ancrages

Les ancrages doivent être conçus de façon à constituer un point fixe pour la liaison de la tuyauterie à la structure. Les ancrages doivent supporter toutes les forces et tous les moments prévus, y compris ceux résultant des supports glissants et des effets de fond le cas échéant.

13.6 Documentation relative aux supports Le fabricant de support doit fournir à l'acheteur de supports un certificat attestant que les supports satisfont aux exigences de l'Article 13 et l'Annexe N..

13.7 Marquage des supports Tous les supports doivent être marqués conformément aux exigences de l'acheteur. Lorsque les supports ne sont pas livrés complètement assemblés, chaque partie ou sous-ensemble doit être identifié.

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EN 13480-3:2012 (F) Version 2 (2013-08)

Annexe A (informative) Analyse dynamique

A.1 Généralités Les tuyauteries peuvent être soumises à différents chargements dynamiques en plus des chargements statiques et des chargements cycliques dus à la pression et à la température couverts par 4.2. Ces événements dynamiques devraient être pris en compte dans la conception de la tuyauterie. Toutefois, sauf spécification contraire, cette prise en compte peut ne pas nécessiter une analyse détaillée. Les effets des charges dynamiques significatives aux contraintes permanentes devraient être pris en compte pour la conception de la tuyauterie . Les charges dynamiques continues dans une analyse en fatigue devraient être prises en compte. Lorsque l'événement dynamique engendre des forces de sens contraires, il peut être acceptable de déterminer les chargements maximums en combinant les forces dont le sens est tel qu'elles s'ajoutent aux charges statiques. Cependant il convient de faire attention en ce qui concerne les déplacements, car les mouvements positifs et négatifs peuvent être nécessaires pour la conception du tracé et des détails de supportage. Il existe plusieurs méthodes de calcul des effets dynamiques, comme par exemple : a)

l'analyse statique équivalente simplifiée ;

b)

l'analyse quasi statique équivalente;

c)

l'analyse modale à partir des spectres de réponse aux chocs ;

d)

l'analyse temporelle.

L'expérience a montré que pour une tuyauterie correctement supportée, l'utilisation des méthodes simplifiées conduit généralement à des solutions techniquement acceptables pour la prévention des dommages pendant les événements dynamiques. Lorsqu'une analyse complexe doit être effectuée, il convient de veiller à choisir des programmes adéquats et les données appropriées pour la détermination des forces et des charges admissibles. Les tuyauteries et les composants de tuyauteries peuvent également être analysés en soumettant un modèle réduit ou en vraie grandeur à un régime vibratoire comparable au chargement dynamique prévu.

A.2 Analyse par calcul A.2.1 Evénements sismiques A.2.1.1 Généralités

Les événements sismiques engendrent des mouvements vibratoires dans le sol, qui sont transmis par la structure du bâtiment à la tuyauterie et aux autres équipements. La structure et les équipements répondent en subissant des accélérations et des déplacements dont l'amplitude varie en fonction de leur rigidité et des fréquences propres de résonance. L'analyse de l'interaction de la structure du bâtiment avec les forces engendrées par le séisme ne relève pas du domaine d'application de la conception de la tuyauterie et la réponse correspondante est fournie habituellement par l'acheteur ou le propriétaire du site, à la suite de l'évaluation du séisme et de l'analyse structurelle du bâtiment concerné.

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EN 13480-3:2012 (F) Version 2 (2013-08) Il convient d'effectuer l'analyse de la tuyauterie afin de déterminer les forces et les moments maximums engendrés dans la tuyauterie résultant de la réponse des structures au séisme prévu. Le type de calcul détermine le type et l'étendue des données sismiques qui doivent être mises à la disposition du concepteur de tuyauteries A.2.1.2 Analyse statique équivalente simplifiée

Cette méthode ne prend pas en compte la variation de la réponse de la structure pour les différentes fréquences ni les taux d'amortissement, et permet de calculer les déplacements et les forces dans la tuyauterie en utilisant une force d'accélération statique équivalente unique pour chaque direction principale du mouvement sismique. Cette accélération est basée sur la valeur maximale due au séisme. Elle peut être donnée au concepteur sous forme de spectre de réponse de base du sol, être calculée pour chaque niveau de la structure du bâtiment ou être donnée sous la forme d'un ensemble unique de réponses constituant une enveloppe des différentes réponses applicables à la tuyauterie. Lorsque aucune accélération relative au bâtiment n'est disponible, il est recommandé que le concepteur prenne le pic d'accélération du sol comme valeur maximale de l'accélération ai. L'accélération équivalente statique, acqi, pour la direction i est calculée comme suit :

acqi = ki ai

(A.2.1-1)

où

ai

est l'accélération maximale définie pour le niveau dans la direction i;

ki

est un coefficient ;

ki = 1 lorsqu'on peut montrer que les fréquences propres de la tuyauterie ne coïncident pas avec les fréquences du pic de vibration à ± 10% dans le spectre de réponse de la structure ; ki = 1,5 lorsque aucune vérification de la coïncidence des caractéristiques vibratoires de la tuyauterie et du bâtiment n'a été effectuée. A.2.1.3 Analyse quasi-statique équivalente

Ce calcul utilise une accélération statique unique pour chacune des directions de la vibration du sol équivalente à l'accélération maximale du spectre de réponse du bâtiment pouvant exciter la tuyauterie. Pour cette méthode, il convient de calculer les fréquences propres significatives de la tuyauterie. L'accélération équivalente quasi statique aqe i pour la direction i est calculée comme suit : a qei  k i a fi

(A.2.1-2)

où

afi est l'accélération maximale du spectre de vibration au sol ou pour un niveau donné pour les fréquences supérieures ou égales à la première fréquence propre de la tuyauterie ; k i est un coefficient dépendant de la contribution des fréquences propres multiples dues à la forme du

réseau de tuyauteries. Il convient de déterminer le coefficient k i à partir du Tableau A.2.1-1. Des valeurs inférieures peuvent être utilisées pour le coefficient lorsque leur admissibilité est démontrée.

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EN 13480-3:2012 (F) Version 2 (2013-08) Tableau A.2.1-1 — Valeurs de k i Modèle

ki

Poutre linéaire supportée en plusieurs points, avec des travées de longueurs égales

1,0

Poutre cantilever

1,0

Poutre simple supportée aux deux extrémités (les forces maximales doivent être 1,0 appliquées pour chaque section droite) Systèmes plans simples, par exemple charpentes, raidisseurs, tuyauteries situées dans 1,2 un seul plan Systèmes tridimensionnels avec formes complexes

1,5

Pour une tuyauterie rigide (c'est-à-dire lorsque la fréquence propre la plus basse du réseau est supérieure ou égale à la fréquence de coupure du spectre de vibration du sol) la valeur de k i peut être prise égale à 1,0. Pour la détermination des réactions du support, la valeur de k i peut être prise égale à 1,0 quel que soit le modèle du Tableau A.2.1-1 utilisé. A.2.1.4 Analyse modale à partir des spectres de réponse aux chocs

Pour l'analyse modale à partir des spectres de réponse aux chocs, le concepteur de tuyauteries a besoin du spectre de réponse du bâtiment pour chaque niveau/emplacement dans la structure ou d'un spectre qui puisse être considéré comme enveloppe des réponses dans la structure. Ce spectre de réponses est obtenu à partir des accélérations maximales engendrées par le séisme pour différentes fréquences sur une durée appropriée, et de l'interaction avec la structure du bâtiment. Il convient d'effectuer l'analyse vibratoire de la tuyauterie pour déterminer les déplacements, les moments, et les forces pour les accélérations imposées pour chaque fréquence significative du spectre. Il est recommandé de déterminer la réponse globale de la tuyauterie (déplacements, moments, forces) pour chaque direction en combinant en quadrature les pics de réponse modale, c'est-à-dire. Ri  



n m 1

2 R mi

(A.2.1-3)

où

Ri est la réponse totale dans direction principale i; Rmi est le pic de réponse dû au m ième mode; n

est le nombre de modes significatifs.

Il convient de faire les hypothèses suivantes pour la combinaison des réponses de la tuyauterie dans les trois directions principales : — Les réponses de la tuyauterie aux différents pics de réponses modales du bâtiment n'apparaissent pas simultanément ; — Les pics de réponse n'apparaissent pas simultanément dans les trois directions principales ; — Les contraintes de pointe dus à différents modes n'apparaissent pas généralement au même endroit dans la tuyauterie. Par conséquent, il n'est pas nécessaire de calculer la réponse maximale du système en combinant en quadrature les maximas des trois directions orthogonales.

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EN 13480-3:2012 (F) Version 2 (2013-08) A.2.1.5 Analyse temporelle

Lorsque les déplacements de la structure de supportage, dus au séisme, sont connus en fonction du temps, la réponse dynamique du réseau de tuyauterie peut être déterminée. Cette détermination est effectuée en reportant les accélérations ou les déplacements au niveau des supports et aux limites sur un modèle approprié de la tuyauterie qui prend en compte la rigidité et les masses des tuyauteries ainsi que les coefficients d'amortissement dynamiques appropriés. Les contraintes résultantes peuvent être déterminées pour les déplacements de la tuyauterie par une série de calcul à différents instants. Différents programmes mathématiques sont disponibles pour résoudre les problèmes dynamiques et il convient que le concepteur s'assure que le modèle et les méthodes analytiques sont appropriés. Il convient de choisir les intervalles de temps de telle manière qu'aucune excitation significative à court terme ne soit omise et il est recommandé de s'assurer que le nombre de pas permet d'inclure tous les déplacements significatifs dans l'analyse. Il convient de combiner en quadrature les contraintes dues au séisme dans les trois directions principales à chaque pas et d'ajouter les valeurs résultantes les plus grandes engendrées par le séisme aux charges permanentes afin de déterminer la contrainte totale à utiliser pour les besoins de la conception. A.2.1.6 Valeurs de l'amortissement

Les vibrations dans la tuyauterie et les structures sont soumises à une dissipation d'énergie ou amortissement. Les causes de l'amortissement sont le frottement interne des matériaux, les liaisons imparfaites entre les composants, le frottement lors du glissement et d'autres causes. L'évaluation de l'amortissement pour des sources particulières est complexe et spécifique, aussi pour les besoins de l'analyse selon la présente annexe convient-il d'utiliser le graphe donné Figure A.2.1-1 pour les méthodes de calcul dynamique prenant en compte l'amortissement sauf si d'autres données appropriées et fiables sont disponibles.

Légende:

Pour toutes les dimensions de tuyau: (a) % amortissement critique (b) fréquence (Hz) Figure A.2.1-1 — Amortissement pour les événements sismiques

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EN 13480-3:2012 (F) Version 2 (2013-08) A.2.1.7 Déplacements des supports dus au séisme

Il convient de prendre en compte l'effet des déplacements différentiels des supports et des ancrages pendant les séismes dans le calcul des contraintes totales. Pour les supports situés à un même niveau d’un même bâtiment, ces effets peuvent être faibles, mais lorsqu'il n'y a pas couplage entre les différentes parties de la structure de supportage les déplacements différentiels peuvent être significatifs. Dans de tels cas, il est recommandé que le concepteur utilise la somme des valeurs absolues des déplacements aux ancrages dans chacune des trois directions principales (sans tenir compte des signes). L’analyse temporelle détaillée de la structure de supportage peut être utilisée comme alternative pour déterminer les déplacements différentiels maximums et les contraintes correspondantes. Il convient de noter que ces contraintes dues aux déplacements différentiels sont des contraintes secondaires qui s’autolimitent.

A.2.2 Fermeture rapide d'une vanne A.2.2.1 Généralités

Lorsque l'écoulement d'un fluide dans une tuyauterie est interrompu par la fermeture rapide d'une vanne en aval de la source de débit, une onde de pression peut apparaître dans le fluide, se propageant de la vanne vers la source. Il y aura interaction d'une telle onde avec la tuyauterie et elle va être réfléchie à partir de la source pour créer une distribution de pression complexe dans le réseau. Dans les réseaux comprenant plusieurs dérivations, ces variations sont influencées également par les ondes se propageant dans les tuyaux et se combinant avec d'autres ondes qui ne sont pas en phase. Les vibrations sont provoquées par les pressions différentielles des ondes générées dans le réseau créant des forces non-équilibrées dans la tuyauterie et peuvent prendre plusieurs secondes pour disparaître. Ce phénomène est appelé coup de bélier. Pour que ce phénomène se produise, l’action de la vanne doit être suffisamment rapide pour fermer en un temps inférieur à celui nécessaire à une onde se propageant à la vitesse du son dans le fluide pour se propager de la vanne vers la source et se réfléchir pour revenir à la vanne. Cette situation est appelée fermeture rapide de la vanne. La manière dont la vanne se ferme peut varier d'un modèle à l'autre. Il est généralement admis que la vitesse de réduction de la section est constante sur une grande partie de la course avec une fermeture finale à une vitesse réduite afin de minimiser l'impact sur le siège de la vanne. Une telle "queue" dans la courbe de fermeture augmente la durée totale de fermeture avec des résultats généralement bénéfiques pour l'effet de coup de bélier. Il convient de noter cependant que l'écoulement du fluide n'aura pas la même courbe caractéristique, étant proportionnellement supérieur à la réduction de section au même instant. En conséquence, la vanne peut se fermer sur une grande partie de sa section sans réduction significative de l'écoulement du fluide. Les calculs qui modélisent les caractéristiques de fermeture de la vanne nécessitent un soin particulier à cet égard. Il convient de calculer l'augmentation de pression pour s'assurer que la tuyauterie est capable de résister à la combinaison des contraintes permanentes et de celles dues à l’onde de pression. De plus il convient de déterminer l'intensité des forces non équilibrées et de les appliquer lors de la conception de la tuyauterie pour le calcul des contraintes dans les tuyaux et les piquages et aux raccordements à la structure de supportage. En plus du calcul des forces dans le réseau, il est recommandé que le concepteur détermine le mouvement de la tuyauterie lorsqu'elle est soumise à cette vibration forcée afin de prévoir les jeux adéquats. Il convient de noter qu'en plus de l'onde de pression en amont de la vanne de fermeture il peut apparaître une onde de raréfaction en aval de la vanne de fermeture et il convient d'évaluer les effets de la dépression qui en résulte. NOTE L’attention est également attirée sur les effets de l’ouverture soudaine des vannes. En amont des vannes, des effets similaires à ceux dus à la fermeture de vannes peuvent être obervés, ils sont dus à une onde de pression plus basse remontant le tuyau. Dans la tuyauterie, en aval de la vanne, des forces dues à la pression et un moment non équilibré vont agir tour à tour sur chaque section de tuyau droit au fur et à mesure que le fluide ou que son onde de pression progresse.

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EN 13480-3:2012 (F) Version 2 (2013-08) A.2.2.2 Analyse statique simplifiée pour la fermeture rapide des vannes

Cette méthode ne prend en compte que l'augmentation de pression initiale dans le réseau après la fermeture de la vanne et suppose que les contraintes engendrées par cette action sont les contraintes maximales auxquelles le système sera soumis. Elle ne prend en compte ni les interactions ni l'amortissement des ondes ni la réponse dynamique du réseau aux vibrations. L'analyse est « conservative » et peut conduire à une surprotection de la tuyauterie, ce qui peut être en contradiction avec les critères de conception thermique ou d'autres critères de conception. a)

Evaluation de l'augmentation de la pression

La fermeture est rapide si la relation suivante est satisfaite: T

2L vs

L

est la longueur du réseau;

(A.2.2-1)

où

v s est la vitesse du son dans le fluide ;

T

est la durée réelle de fermeture de la vanne.

L'augmentation initiale de la pression dP et donnée par : dP  v s v 

(A.2.2-2)

où

v est la vitesse du fluide;

 est la masse volumique du fluide dans les conditions de calcul. NOTE

Ceci est la formule de Joukowski.

La vitesse du son peut être calculée à partir de : vs 

k

(A.2.2-3)



où

k est le module de compressibilité du fluide. Pour des tuyauteries présentant une élasticité significative, cette formule peut être modifiée de la manière suivante:

vs 

1 1 D     o   k eE 

(A.2.2-4)

Il convient que le concepteur s'assure que l'épaisseur minimale de paroi de calcul résiste à la pression de service à laquelle est ajoutée l’augmentation maximale de la pression dynamique dP.

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EN 13480-3:2012 (F) Version 2 (2013-08) b)

Evaluation statique des charges dynamiques

Les effets du déséquilibre ou des poussées dans le réseau de tuyauteries peuvent être évalués en appliquant aux extrémités des portions droites de tuyaux ou aux changements de direction une pression différentielle calculée. La pression différentielle est la fraction de pic de pression présente dans le tronçon de tuyauterie considéré et elle est supposée agir sur la surface intérieure de la tuyauterie. Lors du calcul des forces résultantes, il convient d'appliquer des coefficients qui tiennent compte de la variation de vitesse de fermeture sur la course de la vanne et de la nature dynamique des chargements réels. L'effort maximal non équilibré, F, sur un tronçon de longueur L, peut être calculé comme suit :  pour une tuyauterie rigide F 2

D2 M L dP  i A  4

(A.2.2-5)

 pour une tuyauterie flexible F 4

D2 M L dP  i A  4

(A.2.2-6)

  v sT

(A.2.2-7)

L  x M A 1

(A.2.2-8)

où



est la longueur d'onde de l'onde de pression;

M est la vitesse maximale de fermeture de la vanne; A

est la vitesse moyenne déterminée par la durée totale de fermeture.

A.2.2.3 Méthodes de calcul avancées

Les caractéristiques et les effets de l'onde de pression engendrée par la fermeture rapide d'une vanne peuvent être également évaluées par analyse temporelle ou par analyse modale. L’évolution des pulsations de pression dans le réseau de tuyauteries peut être idéalisée en utilisant la modélisation mathématique des événements et ces pressions peuvent être utilisées sur un grand nombre d'intervalles de temps pour la détermination des forces aux extrémités ou aux changements de direction. Les forces ainsi obtenues peuvent être utilisées en tant que facteurs déterminants dans l'analyse de la réponse vibratoire de la tuyauterie à ces forces. Si l'analyse modale est utilisée, il est recommandé que le concepteur vérifie que la fréquence de troncature n'exclut aucun mode supérieur significatif résultant de l'interaction des ondes dans la tuyauterie, car le système peut être relativement rigide à ces fréquences. Ces méthodes avancées peuvent prendre en compte le couplage entre le fluide et la tuyauterie et peuvent ainsi inclure l'amortissement de l'onde de pression par transfert de l'énergie à la tuyauterie relativement rigide. Dans le cas de vapeur ou de fluides similaires, lorsque la masse du fluide est négligeable par rapport à celle de la tuyauterie, l’avantage de l’utilisation de la méthode avancée est faible.

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EN 13480-3:2012 (F) Version 2 (2013-08) Bien que ces méthodes permettent de trouver une solution « moins conservative » et potentiellement plus précise au problème posé par la fermeture rapide des vannes, les techniques avancées pour l'analyse de la fermeture rapide des vannes peuvent être très sensibles à la modélisation de la source du fluide, des caractéristiques de la vanne, des supports et du comportement du fluide. Il est recommandé au concepteur de s'assurer que les représentations mathématiques pour tous les aspects du problème sont pertinentes et précises. A.2.2.4 Valeurs de l'amortissement

Les vibrations dans les tuyauteries et les structures sont soumises à une dissipation d'énergie ou amortissement. Les sources engendrant l'amortissement proviennent du frottement interne des matériaux, des liaisons imparfaites entre les composants, les forces de frottement lors du glissement et autres. L'évaluation de l'importance de l'amortissement dans le cas de sources particulières est complexe et spécifique, aussi pour les besoins de la présente annexe convient-il d'utiliser le graphe de la Figure A.2.1-1 pour les méthodes d'analyse dynamique qui prennent en compte l'amortissement, sauf si d'autres données appropriées et fiables sont disponibles.

A.2.3 Vibration engendrée par l'écoulement A.2.3.1 Généralités

Les perturbations dans l'écoulement régulier des fluides dans les réseaux de tuyauteries peuvent engendrer des vibrations dans les fluides. Les vibrations du fluide peuvent être transmises à la tuyauterie et dans certaines conditions des oscillations de grandes amplitudes peuvent être engendrées. Un réseau de tuyauteries peut être soumis simultanément à plusieurs sources d'excitation et une analyse complexe peut être nécessaire pour évaluer l'effet de celles-ci et l'influence sur la tuyauterie qui s'ensuit. De nombreuses données nécessaires pour la prévision du mouvement du tuyau sont obtenues expérimentalement et dépendent des conditions particulières et de la géométrie. A moins que des données et des modèles mathématiques fiables et appropriés ne soient disponibles, il est recommandé au concepteur de prendre en considération lors de la conception de la tuyauterie, les mécanismes et les problèmes généraux posés par les sources de vibrations liées au fluide les plus significatives et d’être prêt à effectuer des modifications lorsque des problèmes se présentent en service. A.2.3.2 Tourbillon véhiculé par le courant

La présence d'un corps sur le trajet de l'écoulement du fluide va créer en aval des tourbillons se formant de part et d'autre de l’objet selon un schéma se répétant régulièrement. Ce phénomène se produit à la fois à l'intérieur, du fait de la tuyauterie, et à l'extérieur, du fait de l'écoulement de fluide (y compris le vent) sur la tuyauterie. Un tourbillon type dans le cas d’un cylindre situé sur le trajet de l'écoulement est représenté Figure A.2.3-1. Un tel schéma peut être obtenu en présence d'un tube destiné par exemple à un thermomètre ou à un autre dispositif de mesure disposé dans l’écoulement. Des schémas semblables peuvent être obtenus en présence de rangées de tubes ou de formes non circulaires comme des plaques planes (dans les vannes papillons) disposées en travers de l'écoulement.

Légende: (a) Ecoulement Figure A.2.3-1 —Tourbillon 172

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EN 13480-3:2012 (F) Version 2 (2013-08) Ces tourbillons créent une force alternée agissant sur l'objet perpendiculairement à l'écoulement et une force oscillatoire plus faible dans la direction de l'écoulement. La fréquence, fF , de la force principale, F, peut être exprimée dans le cas d’un objet cylindrique par : fF  S

v D

(A.2.3-1)

où

v

est la vitesse du fluide ;

D

est le diamètre du cylindre ;

S

est le nombre de Strouhal extrait de la documentation correspondante.

S = 0,2 peut être utilisé pour des fluides avec un nombre de Reynolds compris entre 103 et 2 x 105. L’amplitude de la force F peut être exprimé par : F C J

1 2 v D L sin 2 f FT  2

(A.2.3-2)

où L

est la longueur du réseau ;

C, J et f F sont des fonctions du nombre de Reynolds et les caractéristiques du fluide doivent être établies à partir de publications appropriées ou par des procédures expérimentales. Lorsque la fréquence de la force due au tourbillon se situe dans un intervalle de ± 25 % par rapport à la fréquence propre de l’objet dans l’écoulement, les deux fréquences peuvent tendre vers la synchronisation et il peut apparaître une résonance de grande amplitude. La transmission de telles vibrations à la tuyauterie dépend du couplage entre l'objet et le fluide et la paroi de la tuyauterie. La force de l'effet de soulèvement dû au tourbillon va être réduite en pratique par les turbulences autour de l'objet, par la rugosité de la surface qui perturbe l'écoulement régulier du fluide, par l'amincissement de l'objet et par l'inclinaison de l'objet par rapport à l’écoulement. La proximité d'autres objets dans l’écoulement peut également arrêter le développement de vibrations importantes. A.2.3.3 Pulsations du fluide engendrées par les pompes

Généralement la pression ou la dépression générée par les pompes en service n'est pas tout à fait régulière. La variation de pression dans le fluide dépend des caractéristiques de la pompe et des conditions de service. Lorsque cela est possible, il est recommandé que le concepteur étudie le tracé de la tuyauterie au voisinage des pompes de manière à éliminer l'énergie des pulsations et à éviter les changements brusques de direction et l’apparition de résonance dans les tuyaux. Si le spectre de fréquences des pulsations du fluide à la sortie de la pompe est connu, la réponse de la tuyauterie à cette excitation peut être modélisée et analysée par l'une des méthodes principales d'analyse dynamique. Si de tels calculs doivent être entrepris, il est recommandé que le concepteur s'assure que les données et les modèles représentent les conditions de service de manière suffisamment précise.

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EN 13480-3:2012 (F) Version 2 (2013-08) A.2.4 Décharge d'une soupape de sûreté A.2.4.1 Généralités

La décharge d'une soupape de sûreté va produire une réaction dans la tuyauterie à laquelle elle est raccordée. L'ouverture initiale rapide de la soupape engendre une composante dynamique de la force qui peut être significative. Il convient de traiter l'effet en tant qu'événement localisé engendrant un chargement ponctuel au piquage raccordant la soupape à la tuyauterie, et il convient de l'inclure dans la conception de la tuyauterie et des dispositifs de supportage. Lorsque plus d’une soupape est montée sur le collecteur il convient que le concepteur prenne en considération les effets de la réaction due à la combinaison des ouvertures des soupapes. Bien qu’il soit possible d'inclure les caractéristiques d'ouverture de la soupape dans un modèle mathématique de la soupape et de la tuyauterie de décharge pour déterminer la force de réaction, il est généralement suffisant, pour une décharge à l'atmosphère, d'effectuer une analyse statique simple pour l’état correspondant à la marche continue et d'appliquer un coefficient de charge dynamique. A.2.4.2 Analyse statique simple

La force de réaction permanente Fr lors de la décharge dans un tuyau de purge ou à l'atmosphère peut être calculée comme suit : Fr  R v e  p e  p a A

(A.2.4-1)

où

A

est la section d'écoulement à la sortie.

pa est la pression atmosphérique ; pe est la pression calculée à la sortie ;

R

est le débit masse de décharge ;

v e est la vitesse de sortie calculée ;

Il convient de calculer la force dynamique initiale Fdr comme suit : Fdr  Fr DLF

(A.2.4-2)

où DLF est le coefficient de charge dynamique. Le coefficient de charge dynamique DLF dépend de la durée d'ouverture de la soupape et peut être déterminé en calculant d'abord une période T pour la soupape de sûreté comme suit : T

174

2 3

W h3 EI

(A.2.4-3)

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EN 13480-3:2012 (F) Version 2 (2013-08) où

h

est la distance en mm de l'axe du collecteur à l'axe du tuyau d’évacuation ; voir Figure A.2.4-1 ;

I

est le moment d'inertie de la section du tuyau d’admission ;

W

est la masse de l'assemblage de la soupape de sûreté, brides etc..

Il convient d'utiliser le rapport de la durée d'ouverture de la soupape de sûreté (de l'état complètement fermé à l’état complètement ouvert) à la période de la soupape de sûreté calculée, conjointement avec la Figure A.2.4-2 pour déterminer le coefficient de charge dynamique. D'autres coefficients de charge dynamique peuvent être utilisés lorsqu'ils sont justifiés par des données expérimentales satisfaisantes.

Légende :

a) Réaction b) Axe du tuyau d’évacuation de la soupape c) Piquage du tuyau raccordé au tuyau d’admission de la soupape d) Collecteur Figure A.2.4-1 — Disposition type d'une soupape de sécurité

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EN 13480-3:2012 (F) Version 2 (2013-08)

Légende :

(a) Coefficient de charge dynamique (b) Rapport de la durée d'ouverture de la soupape/période de la soupape Figure A.2.4-2 — Coefficient de charge dynamique

A.2.5 Contraintes admissibles A.2.5.1 Il convient que les pics de pression apparaissant pendant les événements dynamiques soient couverts par les prescriptions relatives à la conception concernant la pression des Articles 6 à 10. A.2.5.2 Pour les méthodes statiques simples et quasi statiques il est recommandé d’appliquer les limitations de contraintes spécifiées dans 12.3 pour les contraintes primaires et secondaires. A.2.5.3 Pour les méthodes d'analyse dynamique détaillée il convient de limiter les contraintes primaires à la valeur minimale de la limite d'élasticité du matériau à la température de service, et les contraintes primaires plus secondaires à 2 fois la valeur minimale de la limite d'élasticité à la température de service.

A.3 Autres moyens de vérification de la conception A.3.1 Etudes comparatives La conception d'un système de tuyauterie peut être également vérifiée par comparaison avec une installation existante pour laquelle il a été montré par calcul, essai ou pour laquelle le fonctionnement a montré qu'elle était capable de résister aux situations de calcul envisagées. Lorsqu'une telle méthode est utilisée, il convient de prendre soin de s'assurer que l'installation servant à la comparaison est similaire en ce qui concerne tous les détails significatifs. En particulier, il est recommandé que le concepteur considère la forme de la tuyauterie, les excitations à l'entrée, les liaisons mécaniques ainsi que la pression, la température et l’écoulement.

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EN 13480-3:2012 (F) Version 2 (2013-08) A.3.2 Essai en vraie grandeur Un essai en vraie grandeur peut être réalisé pour vérifier la conception. Bien que cette méthode ne puisse être utilisée pour les grands réseaux de tuyauteries, l'essai après installation ou dans des conditions de laboratoire peut être envisagé lorsqu'une production en série est prévue. Il convient que le concepteur s'assure que les conditions d'essai correspondent aux conditions prévues pour la conception. Lorsque des vibrations du réseau sont imposées artificiellement, il est recommandé qu’elles incluent toutes les fréquences et les amplitudes significatives. Lorsque l'essai est effectué sur des composants ou des portions du réseau de tuyauteries, il convient que le concepteur s'assure que la validité de l'essai n'est pas affectée défavorablement par les différences existant entre les conditions aux limites pour l'essai et celles de l'installation.

A.3.3 Essai sur modèle réduit L'essai sur modèle réduit peut être effectué pour identifier les modes de comportement du réseau ou pour vérifier la validité des modèles analytiques utilisés dans les calculs de conception. Il est recommandé que l'échelle des modèles ne soit pas inférieure à 1/10 et il convient de bien définir les règles utilisées pour établir la similitude. Il convient d'affecter un coefficient approprié aux caractéristiques des vibrations imposées afin de s'assurer de la validité des données relatives à la réponse de la tuyauterie.

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EN 13480-3:2012 (F) Version 2 (2013-08)

Annexe B (normative) Calcul plus précis des cintres et des coudes

B.1 Généralités Cette annexe spécifie une méthode moins « conservative » pour le calcul des cintres et des coudes que la méthode spécifiée en 6.2.3.1. NOTE Ces règles de calcul prennent en compte [1] et [2], à savoir que lorsqu'un cintre est soumis à une pression intérieure, les contraintes qui aparaissent à l'intrados du cintre sont plus élevées (et inférieures à l'extrados du cintre) que les contraintes dans un tuyau droit d'épaisseur identique.

B.2 Symboles et unités Pour les besoins de la présente annexe, les symboles figurant dans le Tableau B.2-1 s s'appliquent en complément de ceux donnés en 3.2. Tableau B.2-1 — Symboles supplémentaires pour les besoins de cette annexe Symbole

Description

Unités

B

coefficient de calcul pour la détermination de l'épaisseur de paroi des coudes d'épaisseur uniforme

Bext

coefficient de calcul pour la détermination de l'épaisseur de paroi à l'intrados du cintre ou du coude

Bint

coefficient de calcul pour la détermination de l'épaisseur de paroi à l'extrados du cintre ou du coude

e

épaisseur de paroi minimale requise pour les tuyaux droits, calculée selon 6.2.1.

mm

ea ext

épaisseur de paroi utile à l'extrados du cintre ou du coude

mm

ea int

épaisseur de paroi utile à l'intrados du cintre ou du coude

mm

eext

épaisseur de paroi minimale requise, sans surépaisseur ni tolérance, à l'extrados du mm cintre ou du coude,

eint

épaisseur de paroi minimale requise, sans surépaisseur ni tolérance, à l'intrados du mm cintre ou du coude,

eord,ext

épaisseur de paroi de commande, à l'extrados du cintre ou du coude

mm

eord,int

épaisseur de paroi de commande, à l'intrados du cintre ou du coude

mm

er ext

épaisseur de paroi minimale requise, surépaisseurs et tolérances incluses, à mm l'extrados du cintre ou du coude

er int

épaisseur de paroi minimale requise, surépaisseurs et tolérances incluses, à l'intrados mm du cintre ou du coude,

fm ext

contrainte moyenne à l'extrados du cintre

MPa (N/mm²)

fm int

contrainte moyenne à l'intrados du cintre

MPa (N/mm²)

r

rayon de cintrage du cintre tel que défini Figure B.2-1

mm

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EN 13480-3:2012 (F) Version 2 (2013-08)

Figure B.2-1 — Notations utilisées pour les tuyaux cintrés

B.3 Épaisseur de paroi requise L'épaisseur de paroi minimale requise,surépaisseurs et tolérances incluses, doit être  à l'intrados du cintre

er int  eint  c 0  c 1  c 2

(B.3-1)

 à l'extrados du cintre e r ext  e ext  c 0  c 1  c 2

(B.3-2)

Pour le calcul des contraintes des tubes cintrés achevés d'épaisseurs de paroi de commande eord,int ou eord,ext respectivement, les équations suivantes doivent être utilisées pour le calcul de l’épaisseur utile de paroi :  à l'intrados du cintre

ea int  eord int  c 0  c 1  c 2

(B.3-3)

 à l'extrados du cintre e a ext  e ord ext  c 0  c 1  c 2 NOTE coudes.

(B.3-4)

Il n'est pas nécessaire de prendre en compte dans le calcul les chanfreins aux extrémités des cintres et des

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EN 13480-3:2012 (F) Version 2 (2013-08)

B.4 Calculs B.4.1 Calcul de l'épaisseur de paroi B.4.1.1

Épaisseur de paroi à l'intrados du cintre

L'épaisseur de paroi minimale requise à l'intrados du cintre, sans surépaisseur ni tolérance, doit être calculée comme suit : eint  e Bint

(B.4.1-1)

où

Bint est déterminé à partir de l'une des équations suivantes : — pour les cintres dont le diamètre intérieur est spécifié 2

Bint 

r D  r Di r D     i   2  i e 2e e 2e  e 2e 

NOTE

(B.4.1-2)

Le coefficient Bint peut être obtenu en fonction de r/Di à partir de la Figure B.4.1-1.

— pour les cintres dont le diamètre extérieur est spécifié 2

2

Bint 

 Do r  Do r      1 2e e  2e e 

NOTE

 r   Do        e   2e  2  D D r     o  o  1 e e e 2 2    

(B.4.1-3)

Le coefficient Bint peut être obtenu en fonction de r/Do à partir de la Figure B.4.1-2.

r/e doit être calculé à partir de

r  e

1  Do   R      2  2e   e   2

2

  

1   Do   R      4   2e   e   2

2

2

2    Do  Do  1 R   e  2e  2e   

(B.4.1-4)

Les équations (B.4.1-2) et (B.4.1-3) donneront des résultats identiques seulement si Do  Di  eint  e ext

(B.4.1-5)

et Rr 

180

e int  e ext 2

(B.4.1-6)

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EN 13480-3:2012 (F) Version 2 (2013-08) B.4.1.2

Épaisseur de paroi à l'extrados du cintre

L'épaisseur de paroi minimale requise à l'extrados du cintre, sans surépaisseur ni tolérance, doit être calculée comme suit : e ext  e B ext

(B.4.1-7)

où

Bext est donné par l'une des équations suivantes : — pour les cintres dont le diamètre intérieur est spécifié 2

r D  D r D r Bext    i   2  i  i  e e e e e e 2 2 2   NOTE

(B.4.1-8)

Le coefficient Bext peut être obtenu en fonction de r/Di à partir de la Figure B.4.1-1.

— pour les cintres dont le diamètre extérieur est spécifié 2

Bext 

NOTE

 D o r  Do r      1 2e e  2e e 

2

 r   Do        e   2e  2  D D r     o  o  1 2e  2e e 

(B.4.1-9)

Le coefficient Bext peut être obtenu en fonction de r/Do à partir de la Figure B.4.1-2.

r/e doit être calculé à partir de l'équation (B.4.1-4). Les équations (B.4.1-8) et (B.4.1-9) donneront des résultats identiques seulement si les équations (B.4.1-5) et (B.4.1-6) sont satisfaites. B.4.1.3

Coudes à épaisseur de paroi uniforme

Pour les coudes à épaisseur de paroi uniforme à l'intrados et à l'extrados, l'épaisseur de paroi minimale requise doit être calculée comme suit : eint  e ext  e B

(B.4.1-10)

où B est déterminé à partir de l'une des équations suivantes : — pour les coudes dont le diamètre intérieur est spécifié, le coefficient B = Bint doit être conforme à l'équation (B.4.1-2) NOTE : Le coefficient B peut être obtenu en fonction de R/Di à partir de la Figure B.4.1-1.

— pour les coudes dont le diamètre extérieur est spécifié

D R B o   2e e

2

 Do R  R D     2  o e 2e  2e e 

(B.4.1-11)

NOTE : Le coefficient B peut être obtenu en fonction de R/Do à partir de la Figure B.4.1-3.

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EN 13480-3:2012 (F) Version 2 (2013-08) L'équation (B.4.1-2) associée à l'équation (B.4.1-10) donnera un résultat identique à celui de l’équation (B.4.1-11) seulement si Do  Di  2eint

(B.4.1-12)

Rr

(B.4.1-13)

et

B.4.2 Calcul des contraintes B.4.2.1 La contrainte moyenne à l'intrados du cintre doit satisfaire à:

 pour les cintres dont le diamètre intérieur est spécifié :

 p c Di f m int    2 z ea int 

2 r  0,5 Di 2 r  Di  ea int

 pc   f  2 

(B.4.2-1)

 pour les cintres dont le diamètre extérieur est spécifié :



 p c Do  ea int  ea ext f m int   2 z ea int 



2 R  0,5 Do  1,5 ea int  0,5 ea ext  p c  f  2 R  Do  ea int  2

(B.4.2-2)

B.4.2.2 La contrainte moyenne à l'extrados du cintre doit satisfaire à :

 pour les cintres dont le diamètre intérieur est spécifié :

 p c Di f m ext    2 z ea ext 

2 r  0,5 Di 2 r  Di  ea ext

 pc   f  2 

(B.4.2-3)

 pour les cintres dont le diamètre extérieur est spécifié :





 p c Do  ea int  ea ext 2 R  0,5 Do  0,5 ea int  1,5 ea ext  p c f m ext    f  2 z ea ext 2 R  Do  ea ext   2

182

(B.4.2-4)

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EN 13480-3:2012 (F) Version 2 (2013-08)

Figure B.4.1-1 — Coefficients de calcul Bint et Bext pour les cintres dont le diamètre intérieur est spécifié, d'après l'Équation (B.4.1-2) pour Bint et (B.4.1-8) pour Bext

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EN 13480-3:2012 (F) Version 2 (2013-08)

Figure B.4.1-2 — Coefficients de calcul Bint et Bext pour les cintres dont le diamètre extérieur est spécifié, d'après l'Équation (B.4.1-3) pour Bint et (B.4.1-9) pour Bext

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EN 13480-3:2012 (F) Version 2 (2013-08)

Figure B.4.1-3 — Coefficients de calcul B pour les coudes à épaisseur de paroi uniforme (eint = eext) dont le diamètre extérieur est spécifié

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EN 13480-3:2012 (F) Version 2 (2013-08)

Annexe C (informative) Compensateurs de dilatation

C.1 Installation de compensateurs de dilatation dans des réseaux de tuyauteries C.1.1 Généralités Les mouvements dans les réseaux de tuyauteries peuvent être absorbés par la flexibilité propre de l'installation en utilisant les règles énoncées dans l’Article 12. En outre, des dispositifs spéciaux, comme les compensateurs de dilatation, les assemblages de tuyaux flexibles etc. , peuvent être incorporés dans le tracé pour résister à la pression intérieure ou extérieure et compenser les déplacements en procurant la flexibilité nécessaire pour permettre au système dans sa globalité de satisfaire aux exigences de conception. Les compensateurs de dilatation se présentent habituellement sous forme de soufflets à une ou plusieurs ondes qui peuvent s’allonger ou se comprimer axialement, les extrémités peuvent être soumises à un déplacement angulaire, et les extrémités peuvent se déplacer latéralement par l’une rapport à l'autre. Les ondes flexibles sont constituées d'un matériau qui peut être du métal, du caoutchouc ou un autre composé élastomère similaire. Les ondes métalliques peuvent être monocouches ou multicouches et chaque type d'élastomère avec les configurations entoilées correspondantes constitue une gamme de produits "élastomère". Pour la conception des compensateurs de dilatation, voir l’EN 14917. Les déplacements peuvent être dus à la dilatation thermique, aux tassements ou à d'autres mouvements des extrémités, aux vibrations et à d'autres chargements extérieurs imposés. Les compensateurs de dilatation à souffflets peuvent être conçus pour absorber les déplacements axiaux, angulaires ou latéraux des composants raccordés, et il existe des dispositifs pour maintenir les mouvements relatifs dans des limites sûres et pour supporter la charge due à la pression axiale, c‘est-à-dire l’effet de fond. Plusieurs compensateurs de dilatation en un même emplacement peuvent être nécessaires pour reprendre les mouvements dans les réseaux de tuyauterie. Les compensateurs de dilatation à soufflets métalliques peuvent être conçus pour résister à des températures et à des pressions élevées. Il convient de prendre la fatigue en considération. Les compensateurs de dilatation en élastomère n'ont pas une telle résistance à haute température et à haute pression. La défaillance par fatigue est improbable mais le vieillissement limite la durée de vie. Les compensateurs de dilatation peuvent être munis de manchettes ou de garnissage dans le cas de fluides abrasifs ou lorsque la vitesse élevée du fluide risque de provoquer des problèmes de vibrations ou ils peuvent être chemisés contre la corrosion. L'introduction de tels dispositifs peut affecter l'efficacité du compensateur de dilatation et dans tous les cas il convient de prendre en considération l'avis spécifique du fabricant. Des dispositifs spéciaux nombreux et variés peuvent être ajoutés aux compensateurs de dilatation, pour une information plus détaillée, voir ISO 15348.

C.1.2 Types de compensateurs C.1.2.1

Généralités

Les compensateurs de dilatation peuvent se présenter sous de nombreuses configurations pour absorber différents types de déplacements axiaux, angulaires, latéraux ou pour reprendre l’effet de fond. Les compensateurs de dilatation les plus courants sont décrits ci-après.

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EN 13480-3:2012 (F) Version 2 (2013-08) C.1.2.2

Compensateur axial

Ce type de compensateur de dilatation est installé sur une ligne droite pour absorber un mouvement essentiellement axial par compression ou allongement des soufflets. Les compensateurs axiaux ne sont pas capables de résister aux charges axiales engendrées par la pression du fluide dans les tuyaux et certaines formes d'ancrage devraient être prévues ailleurs dans le réseau pour contrecarrer cet effet de fond. Plusieurs compensateurs axiaux peuvent être nécessaires sur une ligne longue ou pour des déplacements importants, et chaque compensateur doit être séparé du compensateur voisin par un ancrage intermédiaire.

C.1.2.3

Compensateur angulaire

Ce type de compensateur est conçu pour absorber un déplacement angulaire. Lorsqu’il est muni de charnières, il permet le mouvement dans un seul plan. Lorsqu’il est muni de cardans, il permet le mouvement dans n’importe quel plan. Il reprend l’effet de fond. Habituellement un système comportant au moins deux compensateurs angulaires est nécessaire pour absorber les déplacements d’un réseau de tuyauteries. C.1.2.4

Compensateur latéral

Ce type de compensateur est conçu pour absorber un déplacement latéral.

Les extrémités sont reliées entre elles par des éléments constitués d’au moins deux tiges rigides (souvent fixées à l'aide de dispositifs sphériques) ou de deux tirants avec charnière. L’effet de fond est repris par ces éléments. C.1.2.5

Compensateur universel

Ce type de compensateur est conçu pour permettre n’importe quelle combinaison de déplacements essentiellement avec deux soufflets reliés par un tronçon de tuyau court. Il ne reprend pas l’effet de fond.

C.1.2.6

Compensateurs équilibrés

Ce type de compensateur est un compensateur conçu pour absorber les déplacements axiaux et/ou latéraux et en outre contrecarrer l’effet de fond.

C.1.3 Conception des compensateurs Bien que les principes de fonctionnement soient universels, les compensateurs sont généralement fabriqués suivant des méthodes brevetées. Par conséquent les caractéristiques de ces composants sont spécifiques à chaque fabricant qu'il convient de consulter le cas échéant, pour les informations détaillées relatives à l'ingénierie. L'élément le plus important est la conception des soufflets qu'il convient de réaliser en utilisant le code de calcul reconnu selon la présente annexe ou en suivant une autre méthode de calcul approuvée ou qu’il convient de vérifier expérimentalement. Il convient de concevoir les composants structuraux pour qu'ils soient capables de supporter toutes les charges prévisibles, en utilisant les normes européennes ou d'autres normes approuvées. La flexibilité des soufflets augmente avec le nombre d'ondes, car chaque onde se déforme moins pour un mouvement global donné. Lorsque la pression de conception est élevée, l'épaisseur de paroi du soufflet doit être importante et un nombre plus important d'ondes ou une configuration multicouche est nécessaire pour obtenir une faible flexibilité. Une conséquence secondaire de l'utilisation d'un dispositif multicouche est que les ondes sont plus petites pour une flexibilité donnée et la réduction de l'aire de la section droite effective entraîne un effet de fond plus faible.

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EN 13480-3:2012 (F) Version 2 (2013-08) C.1.4 Conception avec compensateurs C.1.4.1

Généralités

L'utilisation de compensateurs ne remplace pas l'analyse de la conception. Il convient de considérer les compensateurs comme faisant partie de la tuyauterie et il convient que le concepteur prenne en compte tous les chargements susceptibles de se présenter dans les situations de calcul et s'assure que le réseau de tuyauteries se comportera d'une manière acceptable, prévisible et contrôlée à tout moment. C.1.4.2

Emplacement des compensateurs

Il convient que le concepteur de tuyauteries considère l'utilisation de compensateurs comme un moyen pratique ou économique de satisfaire aux exigences de la présente norme lorsque les forces et les déplacements calculés en certains points ne peuvent être absorbés par la seule flexibilité naturelle de la tuyauterie ou lorsque les équipements raccordés risquent d’être soumis à des chargements inacceptables. En général il est recommandé de disposer les compensateurs aux endroits où les déplacements des tuyaux sont simples afin de minimiser la complexité et le coût. Il est recommandé de diviser le réseau en tronçons, ceux qui nécessitent des compensateurs de dilatation et ceux dont la flexibilité naturelle est suffisante. Les compensateurs de dilatation à soufflets ont tendance à devenir instables lorsqu’ils sont soumis à des chargements de torsion au-delà des limites admissibles et il est recommandé que le concepteur les dispose en conséquence ou qu’il prenne d’autres mesures pour limiter la torsion. Le type de compensateur utilisé dépend des dimensions et de la direction de la tuyauterie dans un réseau, des déplacements à reprendre et des conditions de fonctionnement. La valeur de l’effet de fond limite l’utilisation des compensateurs axiaux. Les compensateurs de dilatation sont généralement installés de façon à privilégier le libre déplacement axial des tuyauteries longues, le déplacement des baïonnettes plus courtes et des dérivations étant absorbé par la flexibilité naturelle du tuyau ou par des compensateurs de dilatation choisis en fonction du type principal du déplacement imposé. Dans les réseaux avec un effet de fond acceptable, le déplacement de la ligne principale peut être absorbé par un ou plusieurs compensateurs axiaux, des ancrages étant disposés aux changements de direction. Il peut être nécessaire d’absorber la dilatation ou le déplacement des lignes raccordéees au moyen de dispositifs supplémentaires réagissant également contre ces ancrages. Alternativement, lorsque l’effet de fond est trop élevé pour être supporté par les ancrages du tuyau, le mouvement de la ligne principale peut être absorbé en permettant le mouvement latéral dans les branches de baïonnette grâce à l’utilisation de compensateurs munis de dispositifs reprenant l’effet de fond. Si les mouvements du tuyau sont importants, l'utilisation de compensateurs munis de dispositifs reprenant l’effet de fond dans les branches de la baïonnette peut être également requise. Un compensateur latéral ou deux compensateurs angulaires placés dans la branche de la baïonnette permettent un déplacement latéral significatif de la branche. Ce déplacement peut provoquer la rotation du tuyau intermédiaire de la branche ce qui conduit à une déviation latérale des tuyaux de la ligne principale. L'importance de la déviation et du chargement sur les guides dépendent de la géométrie et de la conception du compensateur particulier et il convient d'utiliser les données spécifiques du fabricant pour une conception correcte du supportage et du guidage des tuyaux. Il convient d’utiliser un système à trois compensateurs angulaires lorsque les déplacements de la ligne principale sont importants et que la branche de la baïonnette est courte. Le troisième compensateur permet alors d’éviter la déviation de la ligne principale.

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EN 13480-3:2012 (F) Version 2 (2013-08) C.1.4.3

Ancrages

Parce que l’action des compensateurs axiaux ou universels se traduit par une réaction aux ancrages des tuyaux, il convient de diviser le système en tronçons pour installer des ancrages qui isolent chaque tronçon contenant un compensateur. Le concepteur doit s'assurer que des points appropriés de la structure sont disponibles pour supporter la charge due à l'ancrage qui peut atteindre des valeurs inacceptables pour les pressions normales et les diamètres de tuyau usuels. A moins que la charge due à la pression ne soit reprise dans le compensateur par des éléments prévus à cet effet, il convient de concevoir les ancrages pour qu’ils reprennent l’effet de fond agissant sur l'aire effective du soufflet ainsi que la charge générée par la réaction due à l'élasticité du soufflet. De plus il convient de prendre en compte les forces de frottement engendrées dans les dispositifs de guidage ou au niveau des ancrages partiels. Comme l’effet de fond dépend du diamètre du tuyau, il est couvient d'installer des ancrages intermédiaires aux changements de dimension dans les parties comprenant des compensateurs. Ces ancrages sont soumis à l'effet de fond différentiel. Des prescriptions similaires s'appliquent aux points où il y a réduction (ou augmentation) de la pression. Lors de la conception des ancrages, il convient de prendre en considération les directions dans lesquelles le déplacement doit être empêché. Des ancrages partiels peuvent être nécessaires pour maintenir des forces axiales dans une ligne principale mais reprendre le déplacement latéral dans une baïonnette ou une dérivation. C.1.4.4

Guides

Les compensateurs sont généralement conçus pour fonctionner dans des directions ou des plans spécifiques. C'est pourquoi il est recommandé au concepteur d’inclure des dispositifs de guidage dans le dispositif de supportage afin de contrôler le mouvement au raccordement du tuyau avec le compensateur. Il est courant d'installer des dispositifs de guidage à proximité du compensateur à une distance égale à environ 3 à 4 fois le diamètre, et d'autres dispositifs de guidage plus loin le long de la ligne principale pour éviter les moments dus à l'effet de levier. Lorsque des compensateurs de dilatation agissent par déplacement angulaire ou déplacement latéral, la longueur effective de la branche contenant un tel dispositif va être modifiée, ce qui va provoquer une déviation de la ligne principale. Le guidage de la tuyauterie doit en tenir compte et des dispositifs de guidage partiels ou plans sont nécessaires, avec des jeux pour absorber le déplacement prévu. Les réseaux qui comportent des compensateurs dépendent du fonctionnement correct de ces derniers et l’objectif visé peut être annihilé si le frottement des dispositifs de guidage est trop important. C'est pourquoi il convient d'accorder une grande attention à la conception ou au choix des guides, à leur installation et leur maintenance. Il est recommandé au concepteur de prendre en considération les effets des déplacements différentiels dans les structures ou installations auxquelles les supports et les guides sont fixés. Les charges agissant sur les guides proches des compensateurs peuvent être élevées, il est recommandé au concepteur d’envisager l'utilisation de deux ou plusieurs paires de guides à rouleaux comme dispositif de guidage plutôt que des plaques ou des boulons en U.

C.1.5

Analyse et calcul

La compression/l’allongement, le déplacement angulaire et le déplacement latéral des compensateurs nécessitent l'action d'une force et emmagasinent l'énergie pour rétablir l'équilibre lorsque le chargement imposé est supprimé. A cet égard, ils se comportent comme des ressorts, la constante du ressort étant déterminée en fonction du type de compensateur et de chaque fabricant en particulier. Chaque mode d'action a son propre effet de ressort et il est recommandé au fabricant de spécifier les données sous forme d'une force par mm de déplacement axial et latéral et par degré de rotation, suivant le cas. De plus le déplacement angulaire du soufflet dû au fonctionnement du compensateur peut engendrer un moment de flexion. La valeur de ce chargement dépend de la conception du compensateur et il convient d'utiliser les données du fabricant lorsqu'on étudie l'importance de ce facteur. Il est recommandé que le modèle de flexibilité utilisé pour représenter les forces engendrées au niveau du compensateur de dilatation prennent en compte les exigences et les possibilités du programme analytique et le niveau de précision garanti par les circonstances.

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EN 13480-3:2012 (F) Version 2 (2013-08) Le concepteur peut traiter le compensateur comme un élément simple en le remplaçant par un ou plusieurs ressorts équivalents. Une meilleure précision est obtenue si chaque soufflet d’un compensateur à plusieurs soufflets est traité individuellement en le séparant des tuyaux intermédiaires. Une matrice de flexibilité est nécessaire pour chaque soufflet élémentaire et bien que les soufflets soient généralement identiques, il se peut que ce ne soit pas le cas. Il convient de noter que lorsqu'un compensateur contient deux soufflets identiques dans une disposition symétrique, il convient de modéliser chacun des soufflets en lui affectant une constante de ressort égale à deux fois celle de l'ensemble. Lorsque les mouvements sont peu fréquents il se peut que les matériaux en élastomère acquièrent une "déformation permanente" correspondant à la longueur en fonctionnement établi. Il peut être nécessaire de traiter le déplacement ultérieur comme commençant à partir d’un état relaxé. Il est généralement suffisant de modéliser des tirants comme agissant sur la longueur du compensateur et de négliger les effets de frottement lors du mouvement du dispositif. Lorsqu'un calcul plus précis est considéré comme nécessaire, il est recommandé au concepteur de vérifier les résultats pour chaque élément de l'analyse afin de s'assurer de la comptabilité avec le comportement du compensateur dans sa globalité. Les compensateurs à déplacement latéral engendrent des déviations dans les tuyauteries adjacentes, ces déviations pouvant être dans le plan ou hors du plan. Il convient d'inclure également ces déviations dans les analyses du réseau de tuyauteries, comme on le ferait pour les charges (y compris les frottements) aux ancrages et au niveau des guides. Il est courant pour les concepteurs de tuyauteries d'effectuer des analyses approchées avec des données de ressort équivalent "type" afin de s'assurer de l'efficacité des modèles de compensateurs proposés et de vérifier que toutes les parties du système y compris les charnières, les tiges et les supports pourront supporter les charges auxquelles ils risquent d'être soumis. Cependant il convient d’effectuer les analyses finales en utilisant les données spécifiques du fournisseur relatives au type de compensateur qui sera réellement installé.

C.1.6 Mise en tension à froid Comme l'action d'un compensateur de dilatation à soufflets engendre des réactions proportionnelles à la déviation par rapport à la position neutre, une mise en tension à froid peut être utile pour réduire au minimum le chargement aux extrémités de raccordement sensibles. Le préréglage des compensateurs de dilatation à la moitié du déplacement prévu va réduire la réaction dans les conditions de service. Si les analyses dépendent de cette procédure il convient d'en informer le fabricant.

C.2 Espacement maximums dans le cas de lignes rectilignes comportant des compensateurs de dilatation axiaux non munis d’éléments reprenant l’effet de fond C.2.1 Généralités Les portions rectilignes d’un réseau de tuyauteries qui comportent des compensateurs de dilatation universels ou axiaux non munis d’éléments reprenant l’effet de fond ont tendance à flamber sous l’effet de la pression intérieure et/ou des forces de compression axiales. Ce comportement est semblable à celui d’une barre droite soumise à une force de compression axiale. Le flambement peut être évité si le tuyau est correctement guidé. Les règles de calcul relatives à l’espacement maximum admissible entre les guides sont données ci-après. Le poids propre du support n’est pas affecté par la règle et il convient de le prendre en considération.

C.2.2 Règles de calcul Espacement maximum admissible LG pour les lignes comportant des compensateurs de dilatation non munis d’éléments reprenant l’effet de fond pour toutes les conditions : LG 

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π β

EJ Fi S

(C2.2-1)

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EN 13480-3:2012 (F) Version 2 (2013-08) où



est le coefficient relatif au guidage pour la portion de ligne de tuyauterie considérée:

 = 1,0 lorsque les deux extrémités sont simplement supportées  = 0,7 lorsque l’une des extrémités est simplement supportée et l’autre est guidée axialement  = 0,5 lorsque les deux extrémités sont guidées axialement. Pour les conditions de guidage voir également Figures C2-1 à C2-3.

Figure C.2-1

Figure C.2-2

E

est le module d’élasticité

J

est le moment d’inertie de la section droite du tuyau:

J

 8

Figure C.2-3

3  e  Dmp ...(C2.2-2)

où D mp est le diamètre moyen du tuyau et e l’épaisseur de sa paroi

S

est le coefficient de sécurité (recommandé : S = 3)

Fi est la force de flambement constituée des composantes suivantes qui peuvent agir sur le tuyau simultanément: Fi  Fp  FB  FF

(C2.2-3)

où l’effet de fond : Fp  p a

(C2.2-4)

(l’aire effective a des soufflets est normalement fournie par le fabricant) la force due au déplacement axial des soufflets : FB   x K B

(C2.2-5)

(le déplacement axial x du compensateur de dilatation est mesuré à partir de la position neutre et est positif pour une compression; la rigidité KB des soufflets est fournie par le fabricant) la force de frottement au droit des guides des tuyaux: FF  

 F

N

(C2.2-6)

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EN 13480-3:2012 (F) Version 2 (2013-08) Il convient de prendre en compte toutes les forces particulières au niveau de chaque guide entre le compensateur de dilatation et l’ancrage d’une portion de ligne de tuyauterie pour calculer la force de frottement. Elles apparaissent lorsque la température varie et sont positives lorsque la température augmente (le coefficient de frottement  dans les guides est fourni par le fabricant de supports et la force de supportage verticale FN au droit des supports est fournie par l’analyste du système).

C.2.3 Espacement maximum pour des conditions définies L’espacement maximum pour des lignes rectilignes qui comportent des compensateurs de dilatation axiaux non munis d’éléments reprenant l’effet de fond et qui fonctionnent dans les conditions habituelles peut être déterminé à partir de la Figure C.2.3-1, basée sur les conditions définies suivantes :  Tuyau simplement supporté dans les guides  Tuyau en acier ( E = 210000 MPa (N/mm²))  Diamètre extérieur Da et épaisseur de paroi standard en (tuyaux soudés)  PN = pc, ptest = 1,43 pc est pris en compte  compensateur de dilatation axial en position neutre pendant l’essai  Coefficient de sécurité S = 3.

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EN 13480-3:2012 (F) Version 2 (2013-08)

Légende

1

L0 maximale en millimètre

2

Diamètre nominal DN

3

PN 6 : LG = 0,407x DN 0,71

4

PN 10 : LG = 0,324x DN 0,71

5

PN 16 : LG = 0,257x DN 0,71

6

PN 25 : LG = 0,204x DN 0,71

7

PN 40 : LG = 0,162x DN 0,71 Figure C.2.3-1

C.3 Indications pour la conception des compensateurs de dilatation C.3.1 Généralités Il convient que la conception détaillée des compensateurs de dilatation soit réalisée par le fabricant de compensateurs de dilatation sur la base des données de conception conformément à 6.5.

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EN 13480-3:2012 (F) Version 2 (2013-08) C.3.2 Données de conception, Symboles Pour les besoins de la conception d’un compensateur de dilatation, il convient d’appliquer les symboles figurant dans le Tableau C.3.2-1 . D’autres informations peuvent être obtenues à partir des Figures C.3.2-1 à C.3.2-3. Tableau C.3.2-1—Symboles supplémentaires pour les besoins de la présente annexe Symbole

Description

Unités

D

endommagement cumulé en fatigue

—

Dm

diamètre moyen du soufflet

mm

DN

diamètre nominal

—

F

force de réaction

N

K

rigidité axiale de l’onde

N/mm

Lu

longueur totale de la partie ondulée, tuyau intermédiaire inclus

mm

l

longueur d’une onde

mm

l*

distance entre les centres de deux ondes consécutives

mm

l

déplacement axial équivalent

mm

M

moment de réaction

Nm

N

nombre de cycles de charge

—

n

nombre d’ondes

—

x

déplacement axial total

mm

y

déplacement latéral total

mm



rotation angulaire totale

degré

Figure C3.2-1 — Soufflets soumis à un déplacement axial x

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EN 13480-3:2012 (F) Version 2 (2013-08)

Figure C.3.2-2 — Soufflets soumis à une rotation angulaire 

Figure C.3.2-3 — Soufflets soumis à un déplacement latéral y

C.3.3 Conception et calcul C.3.3.1

Généralités

Les caractéristiques principales pour la conception d’un compensateur de dilatation sont les situations de calcul définies par les valeurs de la température de calcul tc et de la pression pc et par le mouvement requis du compensateur. Dans le cas de plusieurs situations de service spécifiées avec n couples de données, les situations de calcul pc, tc sont déterminées par le couple po,j , to,j qui donne lieu à la plus grande contrainte dans le compensateur de dilatation (voir 4.2.2).

195

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EN 13480-3:2012 (F) Version 2 (2013-08) En outre, il convient de s’assurer que le matériau des soufflets est adapté pour la température maximale de service to, max et que le compensateur de dilatation est capable d’absorber la dilatation thermique résultant de cette température élevée. Il convient que le nombre de cycles admissibles soit tel que le taux d’endommagement cumulé D, qui est la somme des taux individuels d’endommagement par fatigue relatifs à chacune des situations (indice j) pour les n situations ne dépasse pas 1: n

D

 N

0, j

/ N all, j   1

(C.3.3-1)

j 1

où  No,j est le nombre de cycles de charge prévu pour les situations de service (j) considérées  Nall,j est le nombre de cycles admissibles calculé pour ces mêmes situations (j). C.3.3.2

Soufflets

EN 13445-3, Article14, fournit un code de calcul normalisé et en outre une procédure à appliquer pour l’établissement d’une courbe de fatigue de calcul spécifique. Ce code de calcul ne concerne que les compensateurs de dilatation à un soufflet, cependant il ne spécifie pas de méthode de calcul pour les compensateurs latéraux et universels constitués de deux soufflets et d’un tuyau intermédiaire de raccordement tel que représenté Figure C3.3-1.

Figure C3.3.-1 — Compensateur latéral et universel constitué de deux soufflets et d’un tuyau intermédiaire

Des règles complémentaires pour les deux différents modèles, avec tuyau intermédiaire (a) non supporté (b) guidé sont données ci-après. Les résultats du calcul peuvent être également utilisés ensuite pour les calculs selon l’EN 13445-3, Article 14. a)

Compensateur universel ou latéral avec tuyau intermédiaire non supporté et un déplacement latéral y:

 déplacement axial équivalent des ondes d’extrémités:

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EN 13480-3:2012 (F) Version 2 (2013-08) l y ,u 

Dm 3(l  n  l *) y 2n (l  n ) 2  3l * 2

(C3.3-2)

avec l *  Lu  l  n.  moment correspondant dû à la rigidité des soufflets aux extrémités des soufflets: M y ,u 

Dm K l y ,u 4

(C3.3-3)

 force latérale correspondante due à la rigidité des soufflets aux extrémités des soufflets: Fy , u 

Dm K l y ,u 2(l n  l *)

(C3.3-4)

NOTE: Il convient de prendre en compte le nombre total d’ondes des deux soufflets dans le calcul de la pression admissible pour éviter l’instabilité générale.

b.) Compensateur de dilatation latéral avec tuyau intermédiaire guidé et déplacement latéral y:  déplacement axial équivalent des ondes d’extrémités l y ,g 

Dm y 2n l *

(C3.3-5)

 moment correspondant dû à la rigidité des soufflets aux extrémités des soufflets : M y ,g 

Dm K l y ,g 4

(C3.3-6)

— force latéral correspondante due à la rigidité des soufflets aux extrémités des soufflets: Fy ,g 

Dm K l y ,g 2l *

(C3.3-7)

Les valeurs calculées peuvent être utilisées pour les calculs ultérieurs. C.3.3.3

Extrémités à souder

Les prescriptions de la présente norme relatives aux tuyaux droits (6.1) s’appliquent également pour le dimensionnement des extrémités à souder. Si des forces et des moments additionnels sont introduits par les parties destinés à reprendre l’effet de fond, il convient de les prendre en compte le cas échéant. C.3.3.4

Dispositifs destinés à reprendre l’effet de fond

Il convient que le dimensionnement des dispositifs destinés à reprendre l’effet de fond comme par exemple les charnières, les tirants, les cardans, satisfasse aux exigences de la présente norme (voir Article 13), dans la mesure où des parties soumises à pression autres que des parties principales soumises à pression sont concernées. Les prescriptions de 13.3.2 peuvent être appliquées pour déterminer la température de calcul de ces éléments.

C.3.4 Informations à fournir à l’analyste du réseau Il convient que le concepteur de compensateurs de dilatation fournisse à l’analyste du réseau les informations requises conformément à 6.5. Il convient que l’influence de la pression, de la température, du déplacement ou de la rotation sur les différentes valeurs soient prises en considération.

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EN 13480-3:2012 (F) Version 2 (2013-08)

Annexe D (normative) Brides

D.1 Objet La présente Annexe spécifie les exigences pour la conception des assemblages à brides circulaires boulonnés. Sont concernées les brides avec joint portant de part et d’autre du cercle de perçage des trous de boulons et avec joint intérieur au cercle de perçage des trous de boulons soumises à une pression intérieure ou extérieure ainsi que les brides inversées et les brides à lèvres soudées. Les exigences définies dans cet article sont basées sur les règles bien établies de la méthode Taylor Forge.

D.2 Définitions et termes spécifiques Pour le besoin de la présente annexe, les termes et les définitions suivantes s’appliquent en complément de celles de l’EN 13480-1. D.2.1 situation de serrage initial Cette situation s'applique lors de l'assise du joint ou de la surface de contact pendant le montage de l'assemblage à la température de l’environnement, lorsque le chargement provient uniquement des boulons D.2.2 situation de service Situation dans laquelle l'effet de fond dû à la pression de calcul (intérieure ou extérieure) agit sur la bride D.2.3 bride avec joint intérieur au cercle de perçage des trous de boulons Bride pour laquelle le joint est entièrement situé à l'intérieur du cercle formé par les boulons et pour laquelle il n'y a aucun contact à l'extérieur du cercle de perçage des trous de boulons D.2.4 bride avec joint portant de part et d'autre du cercle de perçage des trous de boulons Bride pour laquelle la surface d'appui soit direct soit par l'intermédiaire d'un joint ou d'une bague d'espacement s'étend au-delà du cercle de perçage des trous de boulons D.2.5 bride inversée Bride fixée à l'enveloppe, suivant son diamètre extérieur. D.2.6 enveloppe Tuyau, paroi de récipient ou autre cylindre auquel est fixé la bride et qui supporte la bride D.2.7 assemblage par bride tournante sur collet Assemblage par bride dans lequel les efforts exercés par les boulons sont transmis à un collet par l'intermédiaire d'une bride tournante NOTE

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Le collet comprend la face de contact du joint.

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D.3 Symboles et abréviations spécifiques Les abréviations et les symboles suivants s’appliquent en complément de ceux définis en 3.1.

b b0 C CF D db e fB fB,A

est le diamètre extérieur de la bride ou, lorsque les trous sont entaillés jusqu'à l'extérieur de la bride, le diamètre au fond des encoches, de la bride, le diamètre au fond des encoches ; est la section totale des boulons dans la partie de plus petit diamètre ; est la section totale requise pour les boulons ; est le diamètre extérieur de la surface de contact d'une bride tournante sur son collet colletdans le cas d’un assemblage , dans le cas d’un assemblage à bride tournante sur collet voir Figure D.5-9 (type) ; est le diamètre intérieur d'une bride ; est le diamètre intérieur de la surface de contact d'une bride tournante sur son collet dans le cas d’un assemblage par bride tournante sur collet voir Figure D.5-9 (type) ; est la largeur efficace du joint ou largeur efficace considérée pour l'assise du joint ; est la largeur de base du joint ou largeur de base considérée pour l'assise du joint ; est le diamètre du cercle de perçage des trous de boulons ; est le coefficient correctif pour tenir compte de l'espacement des boulons ; est le diamètre intérieur de l'enveloppe ; est le diamètre extérieur du boulon ; est l'épaisseur minimale de la bride, mesurée dans la partie la plus mince ; est la contrainte nominale de calcul des boulons, à la température de service (voir D.4.3); est la contrainte nominale de calcul des boulons à la température d’assemblage (voir D.4.3) ;

fH G

est la contrainte nominale de calcul de la collerette – voir D.5.4.2 ; est le diamètre du cercle sur lequel s'applique la réaction du joint, tel que défini en D.5.2 ;

G1

est le diamètre admis pour le cercle sur lequel s'applique la réaction entre la bride tournante et le collet dans un assemblage par bride tournante sur collet ;

g0 g1 H HD HG HT h hD

est l'épaisseur de la collerette à la petite base ; est l'épaisseur de la collerette à son raccordement avec le plateau ; est l'effet de fond total ; est l'effet de fond appliqué à la bride par l'intermédiaire de l'enveloppe ; est la charge de compression exercée sur le joint pour assurer l'étanchéité ; est l'effet de fond dû à la pression sur la face de la bride ; est la longueur de la collerette ; est la distance entre le cercle de perçage des trous de boulons et celui sur lequel s'applique HD ; est la distance entre le cercle sur lequel s'applique la réaction du joint et le cercle de perçage des trous de boulons ; est la distance entre le cercle de perçage des trous de boulons et celui sur lequel s'applique la réaction pour la la bride tournante dans un assemblage par bride tournante sur collet

A

AB AB,min A2

B B2

hG hL hT K k l0 M MA Mop m P Pe W

est la distance entre le cercle de perçage des trous de boulons et celui sur lequel s'exerce HT ; est le rapport des diamètres de la bride – voir équations D.5-21 et D.9-13; est un coefficient de contrainte défini en D.5.4.2; est un paramètre ayant la dimension d’une longueur, donné par l’équation (D.5-22); est le moment de torsion appliqué à la bride par unité de longueur, défini en D.5.4.1; est le moment total qui s'exerce sur la bride dans la situation de serrage initial; est le moment total s'exerçant sur la bride dans la situation de service; est le coefficient de serrage du joint; est la pression de calcul interne est la pression extérieure de calcul, exprimée par un nombre positif; est l’effort exercé par les boulons dans la situation de serrage initial; 199

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EN 13480-3:2012 (F) Version 2 (2013-08) WA

est l’effort de serrage minimal exigé de l’ensemble des boulons pour la situation de serrage initial;

Wop

est l'effort de serrage minimal exigé de l’ensemble des boulons pour les situations de service;

w

est la largeur de contact du joint, telle que limitée par la largeur du joint et la configuration des faces des brides; est la pression minimale d'assise du joint; est un coefficient pour le calcul en bride monobloc, tel que donné Figure D.5-4; est un coefficient relatif aux brides tournantes à collerette, tel que donné Figure D.5-7; est un coefficient déterminé à partir de l’équation (D.5-23); est un coefficient déterminé à partir de l’équation (D.5-24); est un coefficient pour le calcul en bride monobloc, déterminé à partir de la Figure D.5-5; est un coefficient relatif aux brides tournantes à collerette, déterminé à partir de la Figure D.5-8;

y

F FL T U

V VL Y

 b  b H r  

est un coefficient déterminé à partir de l’équation D.5-25; est le jeu nominal entre l'enveloppe et la bride tournante dans un assemblage par bride tournante sur collet; est la distance entre les axes de deux boulons consécutifs ; est un coefficient défini en D.5.4.1; est la contrainte d'appui calculée dans un assemblage par bride tournante sur collet; est la contrainte longitudinale calculée dans la collerette; est la contrainte radiale calculée dans le plateau; est la contrainte tangentielle calculée dans le plateau; est le coefficient de correction relatif à la contrainte dans la collerette pour le calcul en bride monobloc, tel que donné Figure D.5-6

D.4 Généralités D.4.1 Introduction Les assemblages à brides circulaires boulonnés dont l’étanchéité est assurée par un joint ou par lèvres soudées utilisé dans la construction d’appareils conforme à la présente norme européenne doivent être conformes à :  une norme européenne appropriée au brides de tuyauterie et aux exigences de D.4.2, ou  aux exigences concernant les assemblages à brides boulonnés définies dans le présent article.

Des règles alternatives concernant les assemblages à brides boulonnés sont données en Annexe P.

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EN 13480-3:2012 (F) Version 2 (2013-08) Les deux brides d’un couple doivent être conçues à partir de la même norme ou du même ensemble d’exigences. Ceci s’applique lorsque l’une des brides est un fond plat ou un tampon boulonné. Les exigences pour les fonds plats boulonnés de l’Article 10 et celles pour les fonds bombés boulonnés de l’Article 12 doivent être considérées comme faisant parties des exigences du présent article. Les brides réalisées à partir de plaques sont admises s’il existe une protection concernant l’arrachement lamellaire (striction dans le sens de l’épaisseur) ; cela signifie que les exigences en matière de ductilité dans le sens de l’épaisseur doivent être connues.

D.4.2 Emploi de brides normalisées sans calcul Les brides qui sont conformes aux Normes européennes concernant les brides de tuyauterie peuvent être utilisées sans autre calcul, à condition que toutes les conditions suivantes soient satisfaites : a) Pour les situations normales de service, la pression de calcul ne doit pas dépasser la pression nominale indiquée dans les Tableaux de la Norme Européenne correspondante, pour la bride et le matériau considérés, à la température de calcul. b) Pour les situations d'essai ou les situations exceptionnelles, la pression de calcul ne doit pas dépasser 1,5 fois la pression nominale indiquée dans ces mêmes Tableaux, à la température appropriée. c) Le joint est l'un des joints permis par le Tableau D.4-1 pour la PN ou la classe considérée. d) Les boulons appartiennent à une classe de résistance (voir Tableau D.4-2) au moins égale à la classe minimale requise par le Tableau D.4-1 en fonction du type de joint utilisé dans l'assemblage. e) La différence entre la température moyenne des boulons et celle de la bride ne dépasse pas 50 C quelle que soit la situation. f)

Les matériaux constituant les boulons et la bride ont des coefficients de dilatation thermique à 20 C qui diffèrent de plus de 10 % (par exemple brides en acier austénitique avec boulons en acier ferritique) mais la température de calcul est < 120 C, ou les matériaux constituant les boulons et la bride ont des coefficients de dilatation thermique à 20 °C qui ne diffèrent pas de plus de 10 %.

D.4.3 Boulonnerie Il doit y avoir au moins quatre boulons. Dans le cas de boulons de petits diamètres, on peut envisager l'utilisation de clé dynamométrique à déclenchement ou d'autres moyens pour éviter l'application d'une charge excessive sur le boulon. Des moyens particuliers peuvent être nécessaires pour assurer l’obtention d’un préchargement adéquat lors du serrage des boulons de diamètre nominal supérieur à 38 mm. Les contraintes nominales de calcul des boulons pour la détermination de la section minimale des boulons dans D.5.2 sont :  pour les aciers au carbone et les autres aciers non austénitiques, la plus petite des valeurs suivantes : Rp0,2/3 mesurée à la température de calcul ou Rm/4 mesuré à température ambiante ;  pour les aciers inoxydables austénitiques, Rm/4 mesuré à la température de calcul.

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EN 13480-3:2012 (F) Version 2 (2013-08) Tableau D.4-1 — Joints pour brides normalisées Séries désignées PN a

Séries désignées suivant la classe a

Type de joint

Classe minimale requise pour la résistance de la boulonnerie (voir Tableau D.4-2)

2,5 à 16

-

— joint plat non métallique avec ou sans enveloppe

Basse résistance

— joint plat non métallique avec ou sans enveloppe

Basse résistance

25

150

— métallique spiralé avec garnissage — métalloplastique ondulé — métalique ondulé garnissage

avec

Moyenne résistance ou

sans

— joint plat non métallique avec ou sans enveloppe 40

-

Basse résistance

— métallique spiralé avec garnissage — métalloplastique ondulé — métallique ondulé garnissage

avec

Moyenne résistance ou

sans

— métalloplastique non ondulé

Haute résistance

— métallique plat lisse ou strié — joint plat non métallique avec ou sans enveloppe 63

300

Basse résistance

— métallique spiralé avec garnissage — métalloplastique ondulé — métallique ondulé garnissage

avec

Moyenne résistance ou

sans

— métalloplastique non ondulé — métallique plat lisse ou strié

Haute résistance

— annulaire métallique 100

600

— joint plat non métallique avec ou sans enveloppe — métallique spiralé avec garnissage

Moyenne résistance

— métalloplastique ondulé — métallique ondulé garnissage

avec

ou

sans

— métalloplastique non ondulé — métallique plat lisse ou strié

Haute résistance

— annulaire métallique a

les valeurs de PN (ou classe) présentées dans ce Tableau se limitent à celles existant dans les normes EN concernant les brides en acier, jusqu'à PN 100 (ou Classe 600)

Tableau D4-2 — Classes de résistance des boulons

Rp,boulon

Basse résistance

Moyenne résistance

Haute résistance

1

 1,4

 2,5

Rp,bride NOTE Rp est égal à Rp0,2 pour les aciers non austénitiques, Rp1,0 pour les aciers austénitiques.

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EN 13480-3:2012 (F) Version 2 (2013-08) La situation de serrage initial et la situation de service sont toutes deux des situations normales de calcul pour les besoins de la détermination des contraintes nominales de calcul. Ces contraintes admissibles peuvent être multipliées par 1,5 pour les situations d'essai ou les situations exceptionnelles. NOTE Ces contraintes sont des contraintes nominales dans la mesure où il se peut qu’elles soient dépassées en pratique pour parer à toutes les situations qui auront tendance à provoquer la fuite de l’assemblage. Cependant la marge est suffisante pour obtenir une étanchéité satisfaisante sans avoir à surcharger ou à resserrer souvent les boulons.

D.4.4 Assemblages de brides On distingue les assemblages de brides dans lesquels l'alésage de la bride coïncide avec l'alésage de l'enveloppe (par exemple assemblages soudés F1, F2, F4 et F5 tels que représentés dans le Tableau A.7) et les assemblages avec soudure d'angle à l'extrémité de l’enveloppe (par exemple assemblage soudé F3) avec des alésages différents. Ces configurations sont connues respectivement sous le nom d'alésage lisse (voir Figure D.5-1) et d'alésage étagé (voir Figure D.5-2). On fait également la distinction entre la bride à collerette emmanchée (voir Figure D.5-3) dans laquelle une bride forgée complète avec collerette conique est emmanchée sur l’enveloppe et est soudée aux deux extrémités sur cette enveloppe et les autres types de construction soudée. Aucun rayon de congé entre le plateau et la collerette ou l'enveloppe ne doit être inférieur à 0,25g0 ni inférieur à 5 mm. Les brides à collerette ne doivent pas être réalisées par usinage direct de la collerette à partir d'un matériau plat sans précautions particulières. Les soudures d'angle ne doivent pas être utilisées pour des températures de calcul supérieures à 370 C.

D.4.5 Usinage La face d'appui des écrous doit être parallèle à la face d'appui de la bride, avec un défaut de parallélisme maximum de 1. Tout dressage ou lamage permettant de respecter cette exigence, ne doit pas réduire l'épaisseur de la bride ni l'épaisseur de la collerette en dessous des valeurs de calcul. Le diamètre d’un lamage ne doit pas être inférieur à la dimension de l'écrou mesurée entre les sommets plus 3 mm. Le rayon du congé entre le plateau de la bride et la collerette ou l'enveloppe doit être maintenu. Il est recommandé que l'état de surface de la face d'appui du joint soit conforme aux recommandations du fabricant de joint ou basé sur l'expérience acquise.

D.4.6 Joints Les valeurs des coefficients relatifs aux joints m et y sont normalement fournies par le fabricant de joint toutefois des valeurs sont proposées dans le Tableau 7.2.4-1. Des valeurs minimales pour w, la largeur pour la situation d'assise du joint, sont également proposées dans l'Annexe K. NOTE

Les joints contenant de l'amiante sont interdits dans la plupart des pays européens.

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D.5 Brides avec joint intérieur au cercle de perçage des trous de boulons D.5.1 Généralités .

Figure D.5-1 — Bride avec joint intérieur au cercle de perçage des trous de boulons alésage lisse

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EN 13480-3:2012 (F) Version 2 (2013-08)

Figure D.5-2 — Bride avec joint intérieur au cercle de perçage des trous de boulons - alésage étagé

205

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EN 13480-3:2012 (F) Version 2 (2013-08)

Figure D.5-3 — Bride avec joint intérieur au cercle de perçage des trous de boulons - type emmanché à collerette

L'une des trois méthodes de calcul de contrainte ci-après doit être appliquée en D.5.4. pour les brides avec joint intérieur au cercle de perçage des trous de boulons et soumises à une pression intérieure, en prenant en compte les exceptions mentionnées. a) Calcul en bride monobloc. Le calcul en bride monobloc ne doit pas être appliqué aux brides à collerette emmanchées ni aux brides tournantes dans les assemblages par bride tournante sur collet. Le calcul en bride monobloc prend en compte une collerette tronconique qui peut être une soudure; la collerette prise en compte pour les besoins du calcul ne doit pas présenter une pente supérieure à 1:1, i.e. g1  h + g0. b) Calcul en bride indépendante. Sauf dans le cas de brides tournantes dans les assemblages par bride tournante sur collet, le calcul en bride indépendante doit être appliqué uniquement si toutes les exigences suivantes sont satisfaites: 1)

go  16 mm;

2)

P  2 N/mm2;

3)

B /go  300;

4)

température de service  370 °C.

c) Calcul en bride indépendante à collerette. Elle s'applique aux brides à collerette emmanchées et aux brides tournantes à collerette dans les assemblages par bride tournante sur collet.

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EN 13480-3:2012 (F) Version 2 (2013-08) NOTE 1 Dans le calcul en bride monobloc, le soutien de l'enveloppe est pris en compte et les contraintes dans l'enveloppe sont calculées, alors que dans le calcul en bride indépendante, la bride est supposée ne recevoir aucun soutien de l'enveloppe et les contraintes de l'enveloppe sont ignorées. NOTE 2 Dans le cas de formes de collerette moins courantes, il peut être nécessaire de choisir des valeurs de g1 et h définissant une collerette tronconique simple correspondant au profil de l'assemblage réel. NOTE 3

Il n'y a pas de valeur minimale de h pour une bride à collerette emmanchée.

NOTE 4

La procédure pour le calcul de M est indépendante de la méthode de conception choisie.

D.5.2 Efforts de serrage des boulons et sections des boulons b0 = w /2

(D.5-1)

sauf pour un joint annulaire (voir Annexe K), pour lequel

b0 = w /8 ;

(D.5-2)

Lorsque b0  6,3 mm,

b = b0

(D.5-3)

Lorsque b0 > 6,3 mm,

b = 2,52 b0

(D.5-4)

(Cette expression n'est valable que pour des dimensions exprimées en millimètres).

Lorsque b0 ≤ 6,3 mm, G est le diamètre moyen de la surface d'appui du joint, Lorsque b0 > 6,3 mm, G est le diamètre extérieur de la surface d'appui du joint moins 2b:

H = /4 G2 P

(D.5-5)

HG = 2 b G m P

(D.5-6)

Les efforts de serrage des boulons et les sections des boulons doivent être calculés pour les situations de serrage initial et les situations de service comme suit.

a) Situation de serrage initial. L'effort de serrage minimal exigé des boulons est donné par: WA = b G y

(D.5-7)

NOTE L’effort de serrage initial exigé des boulons pour obtenir un assemblage satisfaisant dépend du joint et de la surface efficace du joint lors de l'assise.

b) Situation de service. L'effort de serrage minimal exigé des boulons est donné par: Wop = H + HG

(D.5-8)

207

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EN 13480-3:2012 (F) Version 2 (2013-08) La section requise pour les boulons AB,min est donnée par :  W W op AB,min  max  A ;  fB,A fB

   

(D.5-9)

La boulonnerie doit être choisie de manière que AB  AB,min. NOTE La pression intérieure a tendance à séparer les brides et l'effort exigé des boulons doit maintenir sur le joint un effort de compression suffisant pour assurer l'étanchéité de l’assemblage. L'effort de serrage minimal exigé des boulons dans cette situation dépend de la pression de calcul, du matériau du joint et de la surface de contact efficace du joint assurant l'étanchéité sous l’effet de la pression. Il peut être nécessaire d'étudier plus d'une situation de service.

D.5.3 Moments dans la bride H

D



 4

2 B P

(D.5-10)

HT = H - HD

(D.5-11)

hD = (C - B - g1)/2

(D.5-12)

sauf pour les brides à collerette emmanchées et les brides à alésage étagé pour lesquelles:

hD = (C - B) / 2

(D.5-13)

hG = (C - G) / 2

(D.5-14)

hT = (2C - B - G) / 4

(D.5-15)

W = 0,5 (AB,min + AB) fB,A

(D.5-16)

a) Bride Situation de serrage initial. Le moment total dans la bride est égal à:

MA = W  hG

(D.5-17)

b) Situation de service. Le moment total dans la bride est égal à : Mop = HD hD + HT hT + HG hG

(D.5-18)

Pour des couples de brides soumises à des conditions de conception différentes, comme par exemple dans le cas d’une plaque tubulaire pincée entre brides, les efforts de serrage exigés des boulons doivent être calculés pour les situations de serrage initial et de service pour chaque combinaison bride/joint séparément. Les valeurs prises pour Wop et WA doivent être les plus grandes des deux valeurs calculées. Pour la bride pour laquelle Wop a la valeur calculée la plus basse, la valeur de HG doit être augmentée comme suit :

HG,new = HG + Wop,max – Wop,min

208

(D.5-19)

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EN 13480-3:2012 (F) Version 2 (2013-08) D.5.4 Contraintes dans les brides et limites des contraintes D.5.4.1

Contraintes dans les brides     b ;1 CF  max    2 d  6e b  m  0,5   

(D.5-20)

K = A/B

(D.5-21)

l 0  Bg 0

(D.5-22)

T 

K 2 1  8,55246log10(K )  1 1,0472  1,9448K 2 K  1

(D.5-23)

U 

K 2 1  8,55246log10(K )  1 1,36136 K 2  1 (K  1)

(D.5-24)

Y 

K 2 log10(K )  1   0,66845  5,7169  K  1  K 2  1 

(D.5-25)









Les contraintes dans les brides doivent être déterminées à partir du moment, M, comme suit :

Pour la situation de serrage initial, M  MA

CF B

(D.5-26)

Pour la situation de service, M  M op

CF B

(D.5-27)

a) Calcul en bride monobloc

F V et  sont obtenus à partir des Figures N.5-4, N.5-5 et N.5-6.

209

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Figure D.5-4 — Valeur de F (coefficient pour le calcul en bride monobloc)  e  F  l0 e3   V      U  l 0  g 02  T  l0

   

(D.5-28)

La contrainte longitudinale dans la collerette :

H =

M g 12

(D.5-29)

La contrainte radiale dans le plateau :

r 

210

(1,333e  F  l 0 )M

e 2 l 0

(D.5-30)

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EN 13480-3:2012 (F) Version 2 (2013-08)

Figure D.5-5 — Valeur de v (coefficient pour le calcul en bride monobloc)

211

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EN 13480-3:2012 (F) Version 2 (2013-08)

φ = 1 (minimum) pour les brides à épaisseur constante (g1 / g0=1)

Figure D.5-6 — Valeur de  (coefficient de correction relatif à la contrainte dans la collerette)

La contrainte tangentielle dans le plateau :

 

Y M e2

 r

K 2 1 K 2 1

(D.5-31)

b) Calcul en bride indépendante La contrainte tangentielle dans le plateau :

 

Y M e2

(D.5-32)

La contrainte radiale dans le plateau et la contrainte longitudinale dans la collerette sont

r H  0

212

(D.5-33)

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EN 13480-3:2012 (F) Version 2 (2013-08) c) Calcul en bride indépendante à collerette

 FL et  VL sont obtenus respectivement à partir des Figures D.5-7 et D.5-8. 3  e FL  l 0 e  VL     U l 0 g 02   Tl0



(D.5-34)

La contrainte longitudinale dans la collerette :

H 

M

(D.5-35)

2

g 1

La contrainte radiale dans le plateau :

 r

(1,333e  FL  l 0 )M

 e2 l0

(D.5-36)

La contrainte tangentielle dans le plateau :

  D.5.4.2

Y M e

2

 r

K 2 1 K 2 1

(D.5-37)

Limites des contraintes

La situation de serrage initial et la situation de service sont toutes deux des situations normales de calcul pour les besoins de la détermination des contraintes nominales de calcul. Les contraintes nominales de calcul f doivent être déterminées selon l'Article 6, sauf que la règle basée sur Rm/3 (voir l’Article 5) pour les aciers austénitiques ne s’applique pas.

fH doit être la contrainte nominale de calcul relative à l'enveloppe sauf pour les constructions à collerette emmanchées ou à collerette soudées en bout, auquel cas fH est la contrainte nominale de calcul relative à la bride.

Si B  1000 mm alors k = 1,0. Si B  2000 mm alors k = 1,333.

Pour les valeurs de B comprises entre 1000 et 2000 mm:

k 

2

B  1   3 2000 

(D.5-38)

213

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EN 13480-3:2012 (F) Version 2 (2013-08)

Figure D.5-7 — Valeur de FL (coefficient relatif aux brides tournantes à collerette)

Figure D.5-8 — Valeur de VL (coefficient relatif aux brides tournantes à collerette)

214

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EN 13480-3:2012 (F) Version 2 (2013-08) Les contraintes dans le plateau telles que calculées en D.5.4.1 doivent satisfaire aux exigences suivantes: k  H  1,5 min f ; fH 

(D.5-39)

k  r  f

(D.5-40)

k   f

(D.5-41)

0,5k ( H   r )  f

(D.5-42)

0,5k ( H   θ )  f

(D.5-43)

D.5.5 Brides avec joint intérieur au cercle de perçage des trous de boulons, soumises à une pression extérieure Si une bride est soumise à la fois à une pression intérieure et à une pression extérieure, elle doit être calculée pour les deux conditions, excepté qu’il n’est pas nécessaire de prendre en compte la pression extérieure lorsque la pression extérieure de calcul Pe est inférieure à la pression intérieure de calcul. Le calcul des brides pour la pression extérieure s'effectue selon D.5.4 , excepté que : a) Pe remplace P; M op  H D (hD  hG )  H T (hT  hG )

(D.5-44)

Wop = 0

(D.5-45)

et b)

NOTE Dans le cas de pression extérieure, les boulons peuvent être complètement desserrés, conduisant à Wop = 0. C’est une hypothèse « conservative » car tout effort de serrage des boulons réduit le moment net s’exerçant sur la bride.

Lorsqu'une bride est calculée pour la pression extérieure et qu'elle est l'une des brides d'un couple soumis à des conditions de calcul différentes, Wop doit être calculé pour l'autre bride du couple et Mop doit être pris égal à la plus grande des valeurs suivantes : Mop tel que calculé ci-dessus ou WophG.

D.5.6 Assemblages par bride tournante sur collet D.5.6.1

Généralités

Dans un assemblage par bride tournante sur collet, la bride tournante peut comporter une collerette. Le collet peut être fixé à l'enveloppe par tout moyen permis pour une bride boulonnée. Les efforts de serrage des boulons et les sections des boulons doivent satisfaire aux exigences de D.5.2 ou D.6.2 selon le cas, en fonction de la méthode appliquée pour le collet dans D.5.6.2. Le diamètre G1 du cercle sur lequel s'exerce la réaction entre le collet et la bride tournante doit être pris égal à une valeur comprise entre (A2–) et (B2+). NOTE

Il convient d’utiliser la valeur donnée par l’équation (11.5-46) sauf s’il y a de bonnes raisons de faire différemment.

G1  ( A2  B2 )/2

(D.5-46)

215

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EN 13480-3:2012 (F) Version 2 (2013-08) L’aire de la surface d’appui entre le collet et la bride doit être déterminée à partir de :





Ac  min A2     G12 ; G12  B 2    2 2

2



(D.5-47)

Si les diamètres A2 et B2 sont définis pour le même composant, comme dans le cas de la bride avec portée surélevée représentée Figure D.5-9,  doit être pris égal à zéro dans l’équation (D.5-47). La contrainte d'appui b au niveau de la surface d'appui doit être déterminée pour les situations de serrage initial et de service à partir de l’équation suivante :

b 

W op ou W

(D.5-48)

Ac

Figure D.5-9 — Bride tournante avec portée surélevée

La contrainte d'appui ne doit pas dépasser 1,5 fois la contrainte nominale de calcul relative à la bride ou au collet, suivant laquelle de ces deux valeurs est la plus petite. D.5.6.2

Collet

Le collet doit avoir l'une des formes indiquées en D.4.4 et soit la méthode relative au joint intérieur au cercle de perçage des trous de boulons (voir D.5) soit la méthode relative au joint portant de part et d’autre du cercle de perçage des trous de boulons (voir D.6) doit être appliquée.

NOTE Lorsque G1 est supérieur à OD du joint, alors la méhode relative au joint portant de part et d’autre du cercle de perçage des trous de boulons n’est pas applicable. Même lorsque G1 est inférieur à OD du joint, la méthode relative au joint intérieur au cercle de perçage des trous de boulons est applicable, bien que moins économique éventuellement.

Le collet doit satisfaire aux exigences relatives à une bride à laquelle l’effort est appliqué directement par les boulons, telles que spécifiées en D.5.4 ou D.6, excepté que l'effort exercé par les boulons est supposé être appliqué sur le cercle de diamètre G1, qui remplace par conséquent C dans le calcul des bras de levier hD, hG et hT. Le diamètre des trous de passage des boulons, dh, requis en D.6, doit être pris égal à zéro. D.5.6.3

Bride tournante

Voir Figures D.5-10 et D.5-11. hL  C  G1 /2

216

(D.5-49)

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EN 13480-3:2012 (F) Version 2 (2013-08) Le bras de levier pour la bride tournante, pour toutes les composantes de charge, doit être hL tel que :

M op  W op hL NOTE

(D.5-50)

Pour une pression extérieure, Wop = 0 – voir N.6.4.

M A  W hL

(D.5-51)

Les contraintes dans les brides tournantes et les limites des contraintes doivent satisfaire aux exigences de D.5.4.

Figures D.5-10 — Assemblage par bride tournante sur collet; bride tournante avec collerette

217

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EN 13480-3:2012 (F) Version 2 (2013-08)

Figures D.5-11 — Assemblage par bride tournante sur collet; bride tournante sans collerette

D.5.7 Brides à segments démontables Il est permis de couper la bride tournante d'un assemblage par bride tournante sur collet suivant le diamètre afin de pouvoir la retirer aisément du collet ou du récipient. Le calcul doit être effectué suivant D.5.6.3 avec les modifications suivantes. Lorsque la bride est constituée d'une seule couronne segmentée, elle doit être calculée comme s'il s'agissait d’une bride entière (non segmentée), en prenant 200 % du moment Mop et/ou MA requis en D.5.6.3. Lorsque la bride est constituée de deux couronnes segmentées, chaque couronne doit être calculée comme s'il s'agissait d'une couronne entière (non segmentée), en prenant 75 % du moment requis en D.5.6.3. Les deux couronnes doivent être assemblées de telle manière que les coupures entre les segments de chaque couronne soient décalées de 90°. Les coupures doivent être disposées au milieu de l'intervalle entre deux trous de boulons.

218

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EN 13480-3:2012 (F) Version 2 (2013-08)

D.6 Brides avec joint portant de part et d'autre du cercle de perçage des trous de boulons, avec joints doux annulaire

Figure D.6-1 — Brides avec joint portant de part et d'autre du cercle de perçage des trous de boulons (joint doux)

219

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EN 13480-3:2012 (F) Version 2 (2013-08) D.6.1 Symboles et abréviations spécifiques Les abréviations et les symboles suivants s'appliquent en complément de ceux définis en D.3 : NOTE

Voir Figure D.6-1 pour l’illustration des différentes dimensions.

A1

est le diamètre intérieur de la surface d'appui du joint ;

b/

est la largeur efficace de l’assemblage ;

2b”

est la largeur efficace de l’assemblage pour une situation sous pression, prise égale à 5 mm ;

b/0

est la largeur efficace de base du joint pour la situation de serrage initial ;

dh

est le diamètre des trous de boulons ;

G

est le diamètre du cercle sur lequel s'exerce la réaction du joint ;

G0 est le diamètre extérieur du joint ou le diamètre extérieur de la bride, suivant laquelle de ces deux valeurs est la plus petite ; H

est l'effet de fond total ;

HG

est la charge de compression appliquée sur le joint permettant d'assurer l'étanchéité de l'assemblage ;

HR

est la force de réaction à l'extérieur du cercle de perçage des trous de boulons équilibrant les moments dus aux charges à l'intérieur du cercle de perçage des trous de boulons ;

hR

est la distance entre le cercle de perçage des trous de boulons et celui sur lequel s'applique HR ;

hS

est la distance entre le cercle de perçage des trous de boulons et celui sur lequel s'applique HT ;

hT

est la distance entre le cercle de perçage des trous de boulons et celui sur lequel s'applique HG ;

MR

est le moment radial nécessaire à l'équilibre dans le plateau le long de la ligne des trous de boulons ;

n est le nombre de boulons;

b

est l’espacement entre les boulons.

D.6.2 Efforts de serrage des boulons et sections des boulons 2b” est pris égal à 5 mm

b/0 = min (G0 - C ; C - A1 )

(D.6-1)

b/ = 4 bo

(D.6-2)

(Cette expression n'est valable que pour des dimensions exprimées en millimètres);

220

G = C - (dh + 2b”)

(D.6-3)

H = /4(C - dh)2P

(D.6-4)

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EN 13480-3:2012 (F) Version 2 (2013-08) HD 

 4

2

B P

(D.6-5)

HT = H - HD

(D.6-6)

H G  2b"  G  m  P

(D.6-7)

hD = (C-B-g1)/2 hT = (C + dh + 2b” - B) /4

(D.6-8)

hG = (dh + 2b”) / 2

(D.6-9)

hR = (G0 - C + dh) / 4

(D.6-10)

M R  H D hD  H T h T  H G h G

(D.6-11)

HR 

MR hR

(D.6-12)

Les sections des boulons doivent être calculées conformément à D.5.2, en prenant : W A  C b'y

(D.6-13)

W op  H  H G  H R

(D.6-14)

D.6.3 Calcul du plateau L'épaisseur du plateau ne doit pas être inférieure à la plus grande des valeurs de e déterminées à partir des trois équations suivantes :

e

6M R f C - nd h 

e

m  0,5  E/200 000 0,25

(D.6-15) ( b  2d b ) 6

(D.6-16)

où E est exprimé en N/mm2 e

( A1  2g 1 )P 2f

(D.6-17)

Lorsque deux brides de diamètres intérieurs différents, calculées toutes les deux selon les règles de D.6.4, doivent être boulonnées l'une à l'autre pour former un assemblage, les prescriptions supplémentaires suivantes s'appliquent : a) la valeur de MR à utiliser pour les deux brides doit être celle calculée avec le plus petit diamètre intérieur ; b) l'épaisseur de la bride comportant le plus petit alésage ne doit pas être inférieure à :

221

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EN 13480-3:2012 (F) Version 2 (2013-08) e=

3M 1  M 2 A  B  f B A  B 

(D.6-18)

où

M1 et M2 sont les valeurs de MR calculées pour les deux brides.

D.6.4 Brides avec joint portant de part et d'autre du cercle de perçage des trous de boulons, soumises à une pression extérieure Si la bride est soumise à la fois à une pression intérieure et à une pression extérieure, elle doit être calculée pour les deux conditions, excepté qu'il n'est pas nécessaire de prendre en considération la pression extérieure lorsque la pression extérieure de calcul est inférieure à la pression intérieure de calcul. Le calcul des brides pour une pression extérieure doit être effectué suivant D.6, excepté que : a) Pe remplace P; b) L’équation (D.6-16) ne s'applique pas ; c) Wop = 0.

D.7 Brides à lèvres soudées Les brides à lèvres soudées (telles que représentées Figure D.7-1) doivent être calculées selon D.5, excepté que : a) seule la situation de service doit être prise en compte ; b) G = DL, est le diamètre intérieur de la lèvre soudée, tel que représenté Figure D.7-1; c) HG = 0; d) l’épaisseur de la bride e doit être prise égale à l’épaisseur moyenne de la bride.

Figure D.7-1 — Bride à lèvres soudées

222

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EN 13480-3:2012 (F) Version 2 (2013-08)

D.8 Brides inversées avec joint intérieur au cercle de perçage des trous de goujons D.8.1 Pression intérieure Les brides inversées avec joint intérieur au cercle de perçage des trous de goujons (voir Figures D.8-1 et D.8-2) soumises à une pression intérieure doivent être calculées selon D.5 avec les modifications suivantes. Les limites relatives à go et à B/go pour l'application de la méthode de calcul en bride indépendante ne s'appliquent pas. Les abréviations et symboles suivants viennent en complément de ceux de D.3 ou les modifient :

A

is the inside diameter of the flange ;

B

est le diamètre extérieur de la bride ;

HT

est la charge utile due à la pression sur les faces de la bride.

Figures D.8-1 — Bride inversée à joint intérieur au cercle de perçage des trous de goujons

223

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EN 13480-3:2012 (F) Version 2 (2013-08)

Figures D.8-2 — Bride inversée à joint intérieur au cercle de perçage des trous de goujons; type inséré

Les équations suivantes remplacent les équations de D.5 pour les variables concernées :

HD = /4PD2

(D.8-1)

HT = HD - H

(D.8-2)

hD = (B - C - g1) / 2

(D.8-3)

excepté pour les brides type inséré, avec soudure d'angle (de sorte que que B = D), lorsque

224

hD = (B - C) / 2

(D.8-4)

hT = (2C - G - D) / 4

(D.8-5)

Mop = HT hT + HD hD

(D.8-6)

M = (MA or Mop) CF / A

(D.8-7)

K = B/A

(D.8-8)

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EN 13480-3:2012 (F) Version 2 (2013-08) Le signe de hT, qui peut être négatif, doit être respecté. NOTE Le moment dû à la réaction du joint est pris égal à zéro pour la situation de service. C’est une hypothèse « conservative » car tout effort du joint réduit le moment dans la bride.

D.8.2 Pression extérieure Les brides inversées avec joint intérieur au cercle de perçage des trous de goujons soumises à une pression extérieure doivent être calculées conformément à D.8.1 modifié par D.5.5, excepté que l'équation (D.5-5) est remplacée par :

Mop = HD(hD + hG) + HT(hG - hT)

(D.8-9)

D.9 Brides inversées avec joint portant de part et d'autre du cercle de perçage des trous de goujons D.9.1 Généralités La méthode de calcul doit être conforme à D.9.2 ou à D.9.3; les deux méthodes sont également valables. Pour les deux méthodes de calcul les efforts dus aux joints et aux boulons dans la situation de serrage initial doivent être conformes à D.6. NOTE Deux méthodes de calcul au choix sont proposées pour les brides avec joint portant de part et d'autre du cercle de perçage des trous de goujons. La première est basée sur l'approche de 11.5 dans la situation de service et suppose que la résistance à la rotation provient de la bride ; la seconde est basée sur 11.6 et nécessite une section des boulons plus importante.

D.9.2 Calcul suivant la méthode développée en D.5 NOTE

Voir Figure 11.9-1 pour l’illustration des charges et des dimensions.

Le calcul pour la situation de service doit être conforme à l'Article D.5 avec les modifications suivantes. Les abréviations et les symboles suivants viennent en complément de ceux de l'Article D.3 ou les modifient.

A

est le diamètre intérieur de la bride ;

A1

est le diamètre intérieur de la surface de contact du joint ;

B

est le diamètre extérieur de la bride ;

HS

est l'effet de fond sur la face de bride soumise à la pression ;

hS

est la distance entre le cercle de perçage des trous de goujons et le cercle sur lequel agit HS.

225

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EN 13480-3:2012 (F) Version 2 (2013-08)

Figure D.9-1 — Bride inversée avec joint portant de part et d'autre du cercle de perçage des trous de goujons ; calcul suivant D.9.2

Les équations supplémentaires suivantes s'appliquent :

w = (C - A1) / 2

(D.9-1)

HS = HD - /4P A12

(D.9-2)

hS = (2C - D - A1 ) / 4

(D.9-3)

Les équations suivantes remplacent les équations de D.5 pour la variable concernée :

226

H = /4P (C - dh )2 P

(D.9-4)

HD = /4P D2

(D.9-5)

HG = 2b C m P

(D.9-6)

HT = (H - HD + HS) / 2

(D.9-7)

hD = (B - g1 - C) / 2

(D.9-8)

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EN 13480-3:2012 (F) Version 2 (2013-08) excepté pour les brides du type inséré (BD) pour lesquelles,

hD = (B - C) / 2

(D.9-9)

hT = (2C + dh - 2A1 ) / 6

(D.9-10)

Mop = HD.hD - HT.hT + HS.hS

(D.9-11)

M = Mop CF / A

(D.9-12)

K = B/A

(D.9-13)

Le signe de hS, qui peut être négatif, doit être respecté. NOTE Le moment dû à la réaction du joint est pris égal à zéro pour la situation de service car cette hypothèse donne des contraintes plus élevées.

D.9.3 Calcul suivant la méthode décrite en D.6 NOTE

Voir Figure 11.9-2 pour l’illustration des charges et des dimensions.

Les règles de l'Article D.9.1 ne doivent être utilisées pour les brides inversées que dans le cas où le composant assemblé à la bride est une plaque tubulaire ou une plaque plane. Le calcul pour la situation de service doit être effectué conformément à l'Article D.6 avec les modifications suivantes. Les abréviations et symboles suivants viennent en complément de ceux de l'Article D.3 ou les modifient :

A

est le diamètre intérieur de la bride ;

A1 est le diamètre intérieur de la surface de contact du joint ; B

est le diamètre extérieur de la bride ;

227

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EN 13480-3:2012 (F) Version 2 (2013-08)

Figure D.9-2 — Bride inversée avec joint portant de part et d'autre du cercle de perçage des trous de goujons : calcul suivant D.9.3

HC est la force due à la pression sur la surface de la bride à l'extérieur du cercle de perçage des trous de goujons; hC est la distance entre le cercle de perçage des trous de goujons et le cercle sur lequel agit HC ; Les équations supplémentaires suivantes s'appliquent :

HC = HD – /4 P C 2

(D.9-14)

hC = (D - C) / 4

(D.9-15)

Les équations suivantes remplacent les équations de D.6 pour la variable concernée :

228

HD = /4P  D 2

(D.9-16)

hD = (B - C - g1 ) / 2

(D.9-17)

MR = HD hD - HC hC

(D.9-18)

Wop = HD - HC + HR

(D.9-19)

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EN 13480-3:2012 (F) Version 2 (2013-08)

D.10 Brides à portée métal-métal de part et d'autre du cercle de perçage des trous de boulons D.10.1 NOTE

Généralités Voir Figure D.10-1 pour l’illustration des charges et des dimensions.

Les prescriptions de D.10.2 doivent être appliquées lorsqu'il y a un contact métal-métal à la fois du côté intérieur et extérieur du cercle de perçage des trous de boulons avant que les boulons ne soient soumis à un serrage plus important qu'un faible préserrage et lorsque que l'étanchéité est obtenue avec un joint torique ou un joint d'un type équivalent. Les procédures et les tolérances de fabrication doivent permettre d’assurer que la bride ne sera pas bombée de telle manière que le contact initial ait lieu à l'extérieur du cercle de perçage des trous de boulons.

NOTE 1

Les règles sont « conservatives » lorsque le contact initial s'effectue au niveau de l'alésage.

NOTE 2 On admet qu'un joint auto-étanche est employé à peu près en ligne avec la paroi de la tuyauterie ou du récipient raccordé et que l'effort appliqué lors du serrage initial et tout effort axial engendré par le joint peuvent être négligés.

D.10.2

Symboles et abréviations spécifiques

Les abréviations et les symboles suivants viennent en complément de ceux de l'artcicle D.3 :

G HR

est le diamètre moyen du joint ; est la force de réaction à l'extérieur du cercle de perçage des trous de boulons, équilibrant les moments dus aux charges à l'intérieur du cercle de perçage des trous de boulons ;

hR est la distance entre le cercle de perçage des trous de boulons et le cercle sur lequel agit HR ; MR est le moment radial nécessaire à l'équilibre dans la bride le long de la ligne des trous de boulons; n

est le nombre de boulons.

229

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EN 13480-3:2012 (F) Version 2 (2013-08)

Figure D.10-1 — Bride avec portée métal-métal de part et d'autre du cercle de perçage des trous de boulons et joint d'étanchéité torique

D.10.3

Calcul

Les prescriptions suivantes s'appliquent lorsque la bride doit être boulonnée à une bride identique ou à un fond plat. Les efforts dans les boulons doivent être calculés conformément à D.5.2, en prenant :

230

hR = (A - C) / 2

(D.10-1)

M R  H D hD  H T h T

(D.10-2)

H R  M R / hR

(D.10-3)

WA = 0

(D.10-4)

W op = H  H R

(D.10-5)

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EN 13480-3:2012 (F) Version 2 (2013-08) L'épaisseur de la bride ne doit pas être inférieur à :

e

6M R f C  n d h 

(F.10-6)

Lorsque deux brides de diamètres intérieurs différents, calculées toutes deux suivant les règles du présent article doivent être boulonnées l'une à l'autre pour former un assemblage, les prescriptions supplémentaires suivantes s'appliquent : a) la valeur de MR à utiliser pour les deux brides doit être celle calculée pour le plus petit diamètre intérieur ; b) l'épaisseur de la bride comportant le plus petit alésage ne doit pas être inférieure à : t=

3M 1 - M 2 A + B  f B A - B 

(F.10-7)

où M1 et M2 sont les valeurs de MR calculées pour les deux brides.

231

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EN 13480-3:2012 (F) Version 2 (2013-08)

Annexe E (normative) Conception des raccordements de tubulures aux accessoires de tuyauteries

E.1 Domaine d’application E.1.1 Généralités La présente annexe couvre la conception des raccordements de tubulures à :  des coudes sans soudure 3d et 5d  des cintres réalisés à partir de tubes sans soudure ou de tubes soudés (à l’exception des tubes soudés hélicoïdalement).

Les éléments suivants ne sont pas couverts par la présente annexe :  accessoires moulés;  coudes 2d.

NOTE Les raccordements de tubulures et de supports autres que ceux couverts par la présente annexe peuvent être utilisés sous réserve de justification par calcul ou par référence à des configurations similaires satisfaisantes. L’attention est attirée sur le fait que toute tubulure augmente le risque de turbulences. Ces phénomènes ne doivent pas provoquer une augmentation de la corrosion ou de l’érosion au-delà des limites acceptables. A moins de justification particulière, les raccordements couverts par la présente annexe doivent respecter les limites indiquées dans le Tableau E.1-1. Tableau E.1.1-1 Pression

 40 bar Non calorifugé  200°C

Température Calorifugé  350°C

232

Rapport des diamètres nominaux

voir Tableau E.1.1-2 et E.1.1-3

Renforcement

Sans anneau de renfort soudé (prévoir une épaisseur supplémentaire pour l’accessoire)

Nombre total maximum de cycles équivalents (voir 10.3.1)

1 000

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EN 13480-3:2012 (F) Version 2 (2013-08) Tableau E.1.1-2: Rapport des diamètres nominaux – Rayon de cintrage R=1,5 d Diamètre extérieur maximum pour la tubulure Coude : rayon de courbure R = 1.5 d (Figures E.1.1-1 et E.1.1-2) coude/cintre Do mm P  0,5 MPa Tubulure de max

0,5 < P  1 MPa

 88,9

non permis

P > 1 MPa Configuration a

168,3

273

323,8

355,6

406,4

457,9

508

609,6

26,7

33,4

60,3a

88,9

114,3

168,3

219,1

273

26,7

33,4

33,4

60,3 a

88,9

114,3

168,3

219,1

26,7

26,7

33,4

60,3 a

88,9

114,3

168,3

manchons ou demi-manchons

Tubulures sans anneau de renfort

60,3 pour un tube ou, demi-manchon pour tube do = 48,3

Tableau E.1.1-3 Rapport des diamètres nominaux – Rayon de cintrage R>1,5 d Diamètre extérieur maximum de la tubulure Cintre : rayon de cintrage R > 1,5 d (Figure E.1.1-3) Tous les Do

Figure E.1.1-1

do 2  50  X  2 2

Do  do   R  e   2

Figure E.1.1-2

Y  Do

Figure E.1.1-3

233

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EN 13480-3:2012 (F) Version 2 (2013-08)

E.2 Renforcement Les raccordements doivent être vérifiés comme suit avec L et l tels que définis en 8.4. NOTE: Aucun renforcement n’est nécessaire lorsque le raccordement comprend un élément auto-renforçant (demi-manchon ou autre) conçus pour les conditions d’utilisation.

E.2.1 Angles et aires Les angles et les aires doivent être calculés à partir de la Figure E.2.1-1 et de ce qui suit : E.2.1.1

Calcul des angles

cos  

X R  0,5 Do

(E.2.1-1)

cos  

X  0,5 do R  0,5 Do

(E.2.1-2)

cos  

X  0,5 do R  0,5 Do

(E.2.1-3)

A  90    

(E.2.1-4)

B   

(E.2.1-5)

NOTE:



E.2.1.2

Aire du secteur associé à un angle au centre de 1°:

 360

R  0,5 D

o

 0,5 e a   R 2 2



(E.2.1-6)

Aire G2 (qui est toujours supérieure à G1) :



G 2          0,5l  0,5 e a  do  e ap



(E.2.1-7)

E.2.2 La condition suivante doit être satisfaite: pc  S 2

f G2

où f est la contrainte de calcul définie dans l’Article 5.

234

(E.2.2-1)

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Figure E.2.1-1

235

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E.3 Analyse de flexibilité En plus du coefficient d’intensification de contrainte relatif au coude ou au cintre, un coefficient d’intensité de contrainte dû au raccordement de la tubulure doit être appliqué aux contraintes obtenues à partir de l’analyse de flexibilité effectuée sans tubulure (voir C.12). Le composant doit être d’abord vérifié selon C.12.3 puis les contraintes multipliées par le coefficient d’intensification de contrainte, i, doivent satisfaire à la relation suivante : i 3f

Le coefficient d’intensification de contrainte, i, est obtenu à partir de l’équation suivante :

D i  1.5  m  2e

2

 3  dm     Dm

1

 2  ep      e

  dm    2r  p

   

où : 

rp est le rayon extérieur de la tubulure au niveau de l’ouverture défini par les Figures E.3-1 à E.3-3



ep est l’épaisseur de la tubulure



dm est le diamètre moyen de la tubulure



e est l’épaisseur du collecteur



Dm est le diamètre moyen du collecteur

Figures E.3-1

236

Figures E.3-2

Figures E.3-3

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Annexe F (informative) Contrôles pendant l'exploitation dans le cas de chargements cycliques F.1 Contrôles pendant l'exploitation Dans le cas de tuyauteries soumises à des sollicitations cycliques, les inspections en service sont d'une importance particulière. Elles permettent de détecter à temps le début d'un endommagement. C'est pourquoi, il est recommandé que les inspections intérieures soient complétées par des contrôles non destructifs (CND) dans les zones soumises à des charges élevées, en particulier par des examens de détection des fissures de surface et par des examens par ultrasons. Pour surveiller les zones aisément accessibles, un examen par ultrasons à partir de la surface extérieure de la tuyauterie peut également être pratiqué. Il est recommandé de soumettre tout réseau de tuyauteries pour lequel le nombre de cycles de charge admissibles (nombre de cycles N) est fixé, à une inspection intérieure au plus tard lorsque la moitié du nombre de cycles N a été atteinte. Il convient de prendre N = 2 x 106 pour les tuyauteries conçues pour un nombre de cycles égal à N =2 x 106 ou plus. L'exploitant est tenu d’enregistrer de manière appropriée le nombre de cycles de charge qui se produisent et si nécessaire, de prendre les dispositions pour les inspections intérieures. Si les situations de service prises comme hypothèses lors des calculs selon 10.3.2.3 changent avec augmentation des sollicitations cycliques ou si un endommagement de la paroi soumise à la pression est susceptible de se produire avant la nouvelle inspection en raison d'autres causes liées au fonctionnement, l’intervalle entre les inspections peut être réduit. Des calculs utilisant les méthodes d'analyse en fatigue détaillée peuvent conduire éventuellement à des intervalles entre deux inspections plus longs. Si aucune amorce de fissure n'a été détectée pendant l'inspection régulière, la tuyauterie peut rester en service jusqu'au prochain examen pendant la période spécifiée ou ayant fait l'objet d'un accord entre les parties concernées, même si le nombre admissible de cycles de charge tel que calculé dans 10.3.2.3 est déjà atteint ou est dépassé.

F.2 Mesures à prendre lorsque la durée de vie calculée a été atteinte Lorsque le nombre admissible de cycles de charge pour un composant a été atteint ou lorsque la valeur admissible du taux d’edommagement cumulé selon 10.3.2.3 a été atteinte, il convient d’effectuer des CND conformément à 10.3.2.7 de manière aussi complète que possible en plusieurs points soumis à des charges élevées. Si aucune fissure n'a été détectée lors de l’examen effectué, un maintien en service est autorisé. La condition préalable pour ceci est qu'aucun endommagement dû à la fatigue n'ait été détecté lors des CND effectués à des intervalles d’inspection correspondant à 50 % de la durée de vie de service selon 10.3.2.3. Une fois que cette durée de vie en service a été atteinte, il est recommandé aux parties concernées de convenir de la procédure ultérieure à adopter. Si des fissures ou des défauts type fissure ou un autre endommagement plus important sont détectés lors des examens effectués en application de a) ou b), il convient de remplacer le composant ou l'élément de structure concerné sauf si un fonctionnement ininterrompu apparaît comme admissible, compte tenu de mesures appropriées qui doivent faire l'objet d'un accord entre les parties concernées. Les mesures suivantes relatives à la conception, à la fabrication et au fonctionnement peuvent être prises pour ne pas interrompre le fonctionnement :  élimination des fissures par meulage. Si le meulage conduit à une épaisseur de paroi trop faible des réparations par soudage ne peuvent être effectuées qu'après accord entre les parties concernées ;  meulage des soudures pour éliminer toutes les entailles ;  changement du mode de fonctionnement.

237

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Annexe G (informative) Propriétés physiques des aciers

G.1 Généralités Les propriétés physiques des aciers sont nécessaires pour les calculs relatifs aux analyses de contraintes.

G.2 Propriétés physiques G.2.1 Masse volumique La masse volumique  dépend de la température t. Elle peut être calculée à partir de

t =

 20

(G.2-1)

(1 +  20,t (t  20 ) )3

Dans cette équation il convient d’utiliser le coefficient de dilatation linéaire entre 20 °C et la température t. Il est défini par

 20, t =

1 l t  l 20 l 20 t  20

(G.2-2)

où:

lt est la longueur de l'éprouvette à la température t. Pour le calcul de la masse d’un composant, il convient d’utiliser la masse volumique à 20 °Cρ20, voir Tableau G-2.1-1. Tableau G.2.1-1 — Masse volumique à 20°C Groupe d’aciers

238

Masse volumique  kg/m3

1 à 4, 5.1 et 5.2

7850

5.3, 5.4, 6 et 7

7760

8.1 et 8.2

7930

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EN 13480-3:2012 (F) Version 2 (2013-08) G.2.2 Coefficient de dilatation thermique linéaire différentiel Pour le calcul de la contrainte thermique due à la différence de température t = t2 - t1, il convient d’utliser le coefficient de dilatation thermique linéaire différentiel diff,t* à la température t *  0,75 max(t 1 , t 2 )  0,25min(t 1 , t 2 )

(G.2-3)

La relation entre 20,t et diff,t est

 diff, t =  20, t +

  20, t t

(t  t 0 )

(G.2-4)

où:

to = 20 °C.

G.2.3 Capacité calorifique La relation entre la capacité calorifique moyenne entre 20 °C et la température Cp,20,t et la capacité calorifique différentielle Cp,diff,t est (analogue à celle concernant le coefficient de dilatation thermique linéaire): c p, diff, t = c p, 20, t +

 c p, 20, t t

(t  t 0 )

(G.2-5)

G.2.4 Coefficient de diffusion thermique Le coefficient de diffusion thermique Dth est défini par Dth 

t  tCp,diff,t

(G.2-6)

où t est la conductivité thermique dépendant de la température, telle que définie en G.5.3.

G.2.5 Coefficient de Poisson Le coefficient de Poisson  peut être choisi pour tous les aciers indépendamment de la température dans le domaine élastique

  0.3

(G.2-7)

G.3 Propriétés physiques des aciers NOTE

Pour les informations concernant le groupement des aciers, voir EN 13480-2.

Les propriétés physiques peuvent être calculées à partir de polynômes en utilisant l'équation (G.4-1) ou peuvent être obtenues à partir des Figures G.3-1 à G.3-4.

239

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EN 13480-3:2012 (F) Version 2 (2013-08) La propriété calculée Z, dont l’unité est donnée dans les Tableaux ci-après pour la température t en °C, est calculée à partir de: Z  c 0  c 1t  c 2 t 2  c 3 t 3  ....

(G.3-1)

Les coefficients du polynôme sont donnés dans les Tableaux G3.-2 à G.3-5. Il est recommandé que t ne dépasse pas les limites suivantes: aciers ferritiques, groupes 1.1 à 7:

20°C  t < 600°C

aciers inoxydables austénitiques, groupes 8.1 et 8.2:

20°C  t < 800°C.

Les valeurs à 20°C peuvent être également utilisées pour des valeurs comprises entre 0°C et 20°C. Note

Toutes les valeurs sont à moins de 1 % des valeurs donnés dans les Tableaux des ouvrages cités.

Lorsque les aciers sont choisis conformément à l’EN 13480-2 les caractéristiques physiques peuvent être également obtenues à partir de la norme européenne pertinente et l’interpolation linéaire est permise. Tableau G.3-1 — Coefficients des polynômes pour le module d'élasticité Et (kN/mm2) Coefficients des polynômes Groupe d’aciers

c0

c1

c2

1 à 4, 5.1 et 5.2

213,16

-6.91 E-2

-1,824 E-5

5.3, 5.4, 6 et 7

215,44

-4.28 E-2

-6,185 E-5

8.1 et 8.2

201,66

-8.48 E-2

0

Tableau G.3-2 — Coefficients des polynômes pour la dilatation thermique linéaire t (10-6 K-1) Coefficients des polynômes Groupe d’aciers 1 to 4, 5.1 et 5.2 20,t

 diff,t

5.3, 5.4, 6 et 7

20,t

diff,t 8.1 et 8.2

diff,t

240

20,t

c0

c1

c2

11,14

8,03 E-3

-4,29 E-6

10,98

1,623 E-2

-1,287 E-5

10,22

5,26 E-3

-2,5

E-6

10,11

1,062 E-2

-7,5

E-6

15,13

7,93 E-3

-3,33 E-6

14,97

1,599 E-2

-9,99 E-6

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EN 13480-3:2012 (F) Version 2 (2013-08) Tableau G.3-3 — Coefficients des polynômes pour la conductivité thermique t in W/mK

Coefficients des polynômes Groupe d’aciers

c0

c1

c2

1.1

55,72

-2,464 E-2

-1,298 E-5

1.2

49,83

-1,613 E-2

-1,372 E-5

2.1

39,85

1,111 E-2

-3,611 E-5

4

46,85

7,2

E-4

-3,305 E-5

5.1

45,0

-1,287 E-2

-1,075 E-5

5.2

36,97

6,40

E-3

-2,749 E-5

5.3 et 5.4

28,05

1,85

E-3

-5,58

E-6

6

22,97

8,73

E-3

-4,82

E-6

8.1 et 8.2

13,98

1,502 E-2

0

Tableau G.3-4 —Coefficients des polynômes pour la capacité calorifique Cp,xx,t (J/(kg.K)) Coefficients des polynômes Groupe d’aciers

c0

c1

c2

c3

c4

454, 93

0,28139

-3,8815 E-4

4,7542 E-7

0

449,30

0,57830

-1,1930 E-3

1,9017 E-6

0

433,33

0,43342

-7,4702 E-4

8,0289 E-7

0

Cp,diff,t

424,66

0,89672

-2,2892 E-3

3,2116 E-6

0

8.1 et 8.2 Cp,20,t

467,77

0,24905

-5,5393 E-4

8,3266 E-7

-4,3916 E-10

Cp,diff,t

462,69

0,52026

-1,7117 E-3

3,3658 E-6

-2,1958 E-9

1à5

Cp,20,t

Cp,diff,t 6

Cp,20,t

241

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Figure G.3-1 — Module d’élasticité Et pour l’acier

Figure G3-2 — Coefficient de dilatation thermique linéaire t

242

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Figure G-3-3a — Capacité calorifique pour l’acier, groupes 1 à 5.3

Figure G3-3b — Capacité calorifique pour l’acier, groupes 6.1 à 6.4

243

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Figure G.3-3c — Capacité calorifique pour l’acier, groupes 8.1 et 8.2

Figure G.3-4 — Coefficient de conductivité thermique t

244

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Annexe H (normative) Caractéristiques de flexibilité, coefficients de flexibilité et d'intensification de contrainte et module d'inertie des composants de tuyauteries et discontinuités géométriques

Les caractéristiques pour les composants de tuyauteries et les discontinuités géométriques pour les cas généraux, les assemblages particuliers, ainsi que pour la flexion du réseau de tuyauterie dans le plan et hors du plan doivent être conformes aux Tableaux H.1 à H.3. Tableau H-1 — Caractéristiques de flexibilité, coefficients de flexibilité et d'intensification de contrainte et modules d'inertie pour les cas généraux N°

Désignation

Schéma

Caractéristique de Coefficient Coefficient flexibilité d’intensification de de flexibilité h contrainte i

Module d’inertie

Z

kB a 1

tuyau droit

1

1

2

Coude lisse

4 Ren 2 dm

1,65 h

Coude à sections rapprochées

4R en

1,52

l < r (1 + tan)

avec

3

(l = 2 R tan)

2 dm

R

h

5 6

1

0,9 h

2 3

0,9 h2

3

bchi

 do4  di4 32

do

bchi

l cot  2 « à suivre »

245

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EN 13480-3:2012 (F) Version 2 (2013-08) Tableau H-1 (suite) N°

Désignation

Schéma

Caractéristique de Coefficient Coefficient flexibilité d’intensification de de flexibilité h contrainte i

Module d’inertie

Z

kB a 4

4Ren

Coude à un onglet ou coude à sections espacées

1,52

2 dm

h

5

6

0,9 h2

bhi

3

avec l ≥ r (1 + tan)

5

Réduction forgée à souder

d 1  cot   R m 4

Conditions relatives à la géométrie :

1

  0,5  100  en 

  60°

max. 2,0

en  do/100

( en deg.) d

e2  e1 6

7

8

Té avec tubulure posée, pénétrante ou extrudée

Comme cidessus, mais avec anneau de renfort rapporté

té forge à souder avec en et en,b égaux aux épaisseurs de parois raccordées

1

2en dm

12

  do 

0,9 h2 3

beg

Collecteur

 do4  di4 32



2 en  0,5epl

5 2

1

0,9 h2 3

d m en 3 2

beg

do

Tubulure

 4

2 d m, e b x

avec epl  en

8,8en dm

1

0,9 h2 3

bg

avec ex égal à la plus petite des valeurs suivantes

ex1 = en et ex2 = i en,b resp.

9

Soudure bout à bout

en ≥ 5 mm et   0,1 en f

1

1,0 f

en < 5 mm ou  > 0,1 en f

1

1,8 f

« à suivre »

246

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EN 13480-3:2012 (F) Version 2 (2013-08) Tableau H-1 (fin) N°

Désignation

Schéma

Caractéristique de Coefficient Coefficient flexibilité d’intensification de de flexibilité h contrainte i

Module d’inertie

Z

kB a 10 transitions d’épaisseur de paroi

  30°

1,3 +

  15°

d 0,0036 o + en

(sans soudure circulaire au niveau de la transition  = 0)

1 3,6

do

en

forme concave avec raccordement régulier au tuyau

f

la plus petite des valeurs suivantes 1

1,3

 do4  di4 32

soudure d’angle au niveau d’une liaison emmanchée

12

32



max 1,9 11

 do4  di4

do et

 4 1

d o2 a

2,1

a

Le coefficient de flexibilité kB s’applique à la flexion dans tous les plans. Le coefficient relatif à la torsion est égal à 1 dans tous les cas. b Les coefficients k et i s’appliquent sur la totalité de la longueur utile des coudes et au niveau de l’intersection des axes B dans le cas de tés et de tubulures. c Si ces composants sont équipés :

d

-

d’une bride à une extrémité, kB et i sont multipliés par h1 / 6 ;

-

d’une bride à chacune des extrémités, kB et i sont multipliés par h 1 / 3 .

L’épaisseur de paroi de la réduction n’est pas inférieure à e1 sauf à proximité de la petite extrémité où toutefois l’épaisseur n’est pas inférieure à e n .

e f

D’autres valeurs peuvent être utilisées à condition d’être justifiées. Le coefficient s’applique si les tolérances de fabrication sont respectées. Sinon, la détermination des coefficients incombe au concepteur. g Les coefficients ne s’appliquent qu’aux tubulures dont les axes sont convergents. Ils ne s’appliquent pas, par exemple, aux configurations de la Figure 8.4.3-5. h Si la pression est susceptible de corriger l'ovalisation (grand diamètre, petite épaisseur), le coefficient i doit être divisé par :

p 1  3,25  o  Ec

  dm    2e  n

   

5/2

 2R    d   m

2/3

, où po est la pression de service et Ec le module d’élasticité à température ambiante

(20 °C). i Si la pression est susceptible de corriger l'ovalisation (grand diamètre, petite épaisseur), le coefficient k doit être divisé par :

p 1  6  o  Ec

  dm    2e  n

   

7/3

1/ 3

 2R    d   m

, où po est la pression de service et Ec le module d’élasticité à température ambiante

(20 °C).

247

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EN 13480-3:2012 (F) Version 2 (2013-08) Tableau H-2 — Coefficients d’intensification de contrainte et modules d’inertie pour les raccordements particuliers Désignation

Té avec conditions géométriques particulières

schéma

en,b  en,R  2 Y 3 d o,b  d m,b  en,b

d m,R dm

conditions relatives à la géométrie

 0,5

;

d  100 en

;

0,1en  r1  0,5en

 e n,b en   ;   30 r 2  max 2   2  d m,R  e n,R  r 3  max  ; 2 sin 3  d m,b  en,b  d m,R  en,R  500  

Pour les conditions concernant r3  doit être en degrés. Pour les tubulures de DN < 100 les conditions concernant r1 peuvent être omises. (à suivre)

248

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EN 13480-3:2012 (F) Version 2 (2013-08) Tableau H-2 (suite) Désignation

Y sur sphère

pour la tubulure :

pour le collecteur : coefficients d’intensification de contrainte et modules d’inertie

 d i  0,4 m  2en

2

 d i  1,5 m  2e  n

 3 dm,R   dm 

mais i = 1,5 au moins Z

 4

Z

2 dm en

 4

2

3  d   m,R     d   m

1

2 e d m,R  n,R     en d m,b  en,b 

2 d Rm en,R

en,b1  en,R  2 y 3

schéma

do  dm  en do,b1  dm,b1  en,b1 do,b2  dm,b2  en,b2

coefficients d'influence lo, 1, 2

I o  2 d m en ;   1 

pour I1  lo, 1 = 0 et pour l2  lo, 2 = 0

coefficient d’intensification de contrainte i modules d’inertie Z1 Z2

I1 I ;  1  2 lo lo

i

Piquage 1 2 Z1   d m, b1 e x1 4

with e x1  minen ;i en,b1 

0,9 2e avec h = n h2 3 dm Piquage 2a et 2b 2 Z 2   d m, b2 e x2 4

with e x2  min en ;i en,b2  (à suivre)

249

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EN 13480-3:2012 (F) Version 2 (2013-08) Tableau H-2 (suite) Désignation

termes de substitution pour MA Z MC Z

MB Z MD Z

Double Y sur sphère

Piquage 1

Piquage 2a

Piquage 2b

M 1 1 M 2a  Z1 Z2

M 2a 1 M 1  Z2 Z1

M 2b 1 M 1  Z2 Z1

M 1 1 M 2b  Z1 Z2

M 2a   2 M 2b Z2

M 2b   2 M 2a Z2

dans les La plus grande des valeurs obtenues d'après les deux formules doit être introduite équations dans les équations données dans 12.3.2 à 12.3.6 pour la tubulure données en correspondante, à la place de M/Z. Puis ce qui suit s’applique : M1 = MA,B,C,D au 12.3.2 à 12.3.6 piquage 1, M2A = MA,B,C,D au piquage 2a et M2B = MA,B,C,D au piquage 2b. l o  2 d m en

schéma

1  1 

l1 lo

2  1 

l2 lo

3  1 

l3 lo

si I1,2,3  l o ,alors 1,2,3  0 coefficients d'influence lo, 1, 2, 3

i

0,9 2e avec h  n 23 dm h

ex1  minen ;ien,b1  2 Z1   d m, b1ex1 / 4

ex2  minen ;ien,b2  coefficient d’intensification de contrainte i

2 Z 2   d m, b2 e x2 / 4

modules d’inertie Z1, Z2

(à suivre)

250

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EN 13480-3:2012 (F) Version 2 (2013-08) Tableau H-2 (fin) Désignation

termes de substitution pour

MA Z MC Z

MB Z MD Z

dans les équations données en 12.3.2 à 12.3.6

Double Y sur sphère

Piquage 1

Piquage 2a

M 1 1 M 2a  Z1 Z2

M 2a 1 M 1  Z2 Z1

M 1 1 M 2b  Z1 Z2

M 2a   2 M 2b Z2

M 1 1 M 2c  Z1 Z2

M 2a   3 M 2c Z2

M 1 1 M 2d  Z1 Z2

M 2a   2 M 2d Z2

Piquage 2b, c ,d

M 2a  M 2b,c,d M 2b  M 2c,d,a M 2a  M 2d,a,b M 2a  M 2a,b,c

251

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EN 13480-3:2012 (F) Version 2 (2013-08) Tableau H-3 — Caractéristiques de flexibilité et coefficients d'intensification de contrainte pour la flexion dans le plan et hors du plan Description du composant

Coude ou tube cintré à souder

Coude à sections rapprochées l < r (1 + tan) (l = 2 R tan)

Coude à un onglet ou coude à sections espacées l ≥ r (1 + tan)

Té forgé à souder conçu avec une pression d’éclatement supérieure ou égale à la pression d’éclatement des tuyaux raccordés

Té reconstitué avec anneau ou selle de renfort

Té reconstitué non renforcé

Hors du plan

Dans le plan

io

ii

0,75

0,9

23

23

h

abcj

h

0,9

0,9

23

23

h

abcj

h

0,9

0,9

23

23

h

abcj

h

aefgi

0,9 h2 3

adei

0,9 h

23

adei

Schéma

en R abcj

r2

abcj

cot  en l 2 r2

abcj

en  1  cot     r  2 

0,75i o  0,25

0,9 23

h

Caractéristique de flexibilité

aefgi

4,4en r

0,75i o  0,25

en  0,5e r 5 2

adei

r en 3 2

0,75i o  0,25

en r

adei





« à suivre »

252

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EN 13480-3:2012 (F) Version 2 (2013-08) Tableau H-3 (fin) Description du composant

Té à souder extrudé

Piquage avec selle insérée

Piquage avec tubulure posée (intégralement renforcé)

Hors du plan

Dans le plan

io

ii

0,75i o  0,25

0,9 h

23

aei

0,75i o  0,25

0,9 h

23

aefgi

h

aefgi

0,75i o  0,25

0,9 23

aei

adfh

adfh

Caractéristique de flexibilité

Schéma

r e  1  1  n r  r 

4,4en r

3,3en r

253

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EN 13480-3:2012 (F) Version 2 (2013-08) Tableau H-3 (fin) a

Les coefficients io et ii s’appliquent sur la totalité de la longueur utile des coudes et au niveau de l’intersection des axes dans le cas de tés et de tubulures. b Si ces composants sont équipés : -

d’une bride à une extrémité, io et ii sont multipliés par h1 / 6 ;

-

d’une bride à chacune des extrémités, io et ii sont multipliés par h 1 / 3 .

c

Si la pression est susceptible de corriger l'ovalisation (grand diamètre, petite épaisseur), les coefficients io et ii

p  r doivent être divisés par : 1  3,25  o    E c   en

   

5/2

R   r

2/3

, où po est la pression de service et Ec le module

d’élasticité à température ambiante (20 °C). d Pour une tubulure avec un rapport diamètre de piquage/diamètre de tuyau supérieur à 0,5, le coefficient d’intensification de contrainte hors du plan peut être surévalué. En outre, il a été démontré qu’une transition douce grâce à une soudure concave permet de diminuer la valeur de ce coefficient. Par conséquent, le choix d’une valeur appropriée pour ce coefficient demeure de la responsabilité du concepteur. e Les coefficients d’intensification de contrainte relatifs aux piquages sont fondés sur des essais réalisés avec au moins deux diamètres de tuyau droit de part et d’autre de l’axe du piquage. La cas des piquages plus rapprochés nécessite une attention particulière. f Les pièces forgées doivent être adaptées aux conditions de fonctionnement. g En cas de non-respect des limitations relatives au rayon et à l’épaisseur et en l’absence de données fiables, la caractéristique de flexibilité est prise égale à

en r

.

h

Le concepteur doit vérifier que la pression de calcul est au moins équivalente à celle d’un tuyau droit. Les coefficients ne s’appliquent qu’aux tubulures dont les axes sont convergents. Ils ne s’appliquent pas, par exemple, aux configurations de la Figure 8.4.3-5. j Si la pression est susceptible de corriger l'ovalisation (grand diamètre, petite épaisseur), le coefficient k doit être divisé par : i

p 1  6  o  Ec

   

 r  e  n

ambiante (20 °C).

254

   

7/3

R   r

1/ 3

, où po est la pression de service et Ec le module d’élasticité à température

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Annexe I (informative) Essais de production des supports à ressorts et des absorbeurs de chocs (amortisseur de chocs)

I.1 Supports à réaction constante Le diagramme force-course (voir Figure I.1-1) représente les caractéristiques de fonctionnement des supports à réaction constante pendant l’essai. Il est recommandé que les forces verticales de compression et de traction ne varient pas de plus de 5 % par rapport à la charge utilisée pour la conception FD, c'est-à-dire FD  Fact,d,max FD

 0,05

et

FD  Fact,u,min FD

 0,05

où  Fact

est la force réelle mesurée par essai chez le fabricant

 Fact,d,max

est la force réelle maximale lors du déplacement vers le bas (-)

 Fact,d,min

est la force réelle minimale lors du déplacement vers le bas l (-)

 Fact,u,max

est la force réelle maximale lors du déplacement vers le haut (+)

 Fact,u,min

est la force réelle minimale lors du déplacement vers le haut (+)

I.2 Supports à ressorts à réaction variable Le diagramme force-course Figure I.2-1 représente les caractéristiques de fonctionnement des supports à réaction variable pendant l’essai.

I.3 Absorbeurs de chocs La Figure I.3-1 représente les caractéristiques de fonctionnement des absorbeurs de choc et les caractéristiques types de fonctionnement démontrées pendant l'essai.

255

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Légende (a) plage de tolérance Sc = course calculée So = course de réserve requise

St = course totale théorique SD = course nominale

FD = charge utilisée pour la conception, incluant le poids des composants auxiliaires le cas échéant Figure I.1-1 — Caractéristique force-course pour les supports à réaction constante (supports à charge suspendue)

256

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Légende

FD.max FD.min FN Fmin (a) (b) (c)

charge maximale de réglage charge minimale de réglage charge maximale support à charge suspendue (charge nominale) FN = 1,15 FD.max charge minimale support à charge suspendue Fmin = 0,85 FD.min réajustement possible +15 % domaine de réglage prévu réajustement possible -15 %

Figure I.1-2 — Domaine de réglage pour les supports à réaction constante (supports à charge suspendue)

257

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Légende (a) (b) (c) (d) FP

Déplacement vers le bas Déplacement vers le haut Plage de tolérance Tolérance permise de la charge maximale du ressort Charge de préréglage

Fmax Fmin

Charge maximale du ressort

FD,d

Charge de conception (froid - incluant le poids des équipements auxiliaires) pour un mouvement de la tuyauterie vers le bas Charge de conception (chaud - incluant le poids des équipements auxiliaires) pour un mouvement de la tuyauterie vers le haut Course calculée

FD,u Sc

Charge minimale du ressort

So = So1 + So2 Course de réserve totale requise

St SD

Course théorique totale Course nominale Figure I.2-1 — Caractéristique admissible de déplacement des forces pour les supports à ressorts à réaction variable (supports à charge suspendue)

258

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Légende S Déplacement de la tige du piston t Temps Sb Largeur d’oscillation a) Déplacement de la tige de piston — Graphique par rapport au temps

Légende F Force t Temps

b) Force — Graphique par rapport au temps

Légende F Force FN Force nominale S Déplacement de la tige du piston Sb Déplacement de la tige du piston avec force nominale Sa Déplacement de la tige du piston avec inversion de charge (mouvement à vide) c) Schéma des forces — Graphique par rapport au déplacement Figure I.3-1 — Caractéristiques types des absorbeurs de chocs

259

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Annexe J (normative) Essais de types sur les composants de supports J.1 Lorsque des supports sont qualifiés sur la base d'essai en charge, les supports doivent être tels qu’un coefficient de sécurité au moins égal à celui obtenu par calcul soit garanti. Le montage du composant à tester doit être aussi proche que possible du montage prévu en service. L'essai doit être effectué à température ambiante, mais pour prendre en compte une exploitation à température élevée, la charge obtenue à partir de l'essai doit être multipliée par le coefficient de réduction Rp0,2,t /Rp0,2,RT , où RT est la température ambiante pendant l'essai, et t est la température de calcul du support soumis à l'essai. Pour les composants conçus pour une exploitation dans le domaine du fluage, le coefficient de réduction doit être égal à S2 /1,25 Rp0,2,RT.

Pour les composants changeant de température en cours de service (par exemple, les colliers de serrage), il doit être vérifié que la situation de contrainte réelle correspond à la situation de contrainte durant l'essai. J.2 La qualification par essai en charge d'un composant de support cesse d'être valide en cas d'une modification quelconque dans la conception (comme la spécification du matériau, le mode opératoire de soudage, la méthode de construction). J.3 Il convient d’effectuer les essais au moins sur 2 échantillons pour chaque taille de composant. Si un seul échantillon est utilisé la charge nominale qualifiée doit être réduite de 10 % par rapport à celle obtenue par essai. Si l’un des essais n'est pas satisfaisant, le support ne doit pas être qualifié. J.4 Les conditions d'essai doivent correspondre autant que possible aux conditions physiques de l'utilisation prévue, en particulier en ce qui concerne les modes de fixation des attaches et la direction des charges. Lorsque les charges ont des directions et des intensités différentes, la combinaison la plus pénalisante doit être utilisée.

Les charges nominales admissibles doivent être basées sur la charge minimale d'essai provoquant la rupture ultime (Fu), la plastification (Fy), le flambement (FB) ou la limite de stabilité (FS), selon le cas, en prenant la plus faible des valeurs pour le type déterminées à partir du Tableau J.4-1. NOTE Une défaillance due à l’instabilité peut se produire de différentes façons, comme par flambement, flambement latéral, latéral en torsion, flambement de la plaque/coque dans le domaine élastique et plastique.

La charge occasionnelle admissible doit être la charge nominale dérivée multipliée par 1,2. Tableau J.4-1 — Charge nominale obtenue à partir d'essais

Type de support

Charge nominale obtenue à partir de Charge ultime de rupture

supports rigides colliers de supports à Fu/4,0 ou Fu/(2,4 K1) charge suspendue supports à charge suspendue tirants rigides butées dynamiques Fu/4,0 ou Fu/(2,4 K1) appui pendulaire (amortisseur de vibrations) supports de tuyaux chargés par compression Rm, essai traction où K1 = Rm, spécification matériau 260

Charge de plastification

Limite de stabilité, charge de flambement

Fy/(1,6 K2)

FS/2,5

Fy/(1,6 K2)

FB/2,5

K2 =

Rp0,2, essai traction Rp0,2, spécification matériau

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Annexe K (informative) Fixations des supports aux structures

K.1 Fixation des supports à des structures en béton Il existe différentes méthodes pour la fixation des supports à des structures en béton. Généralement les fixations à sceller ont la préférence et c'est la raison pour laquelle une estimation précoce des emplacements des supports et des charges est souhaitable. Les méthodes décrites ci-après constituent des exemples de méthodes acceptables :  Platines préscellées

Les platines préscellées sont des assemblages métalliques (soudés), destinés à être noyés dans le béton au moment du coulage de celui-ci. Elles sont généralement constituées d'une plaque à surface en acier et de dispositifs d'assemblage ancrés dans le béton (4 habituellement). Les platines préscellées constituent la méthode de fixation préférée lorsque les charges et les emplacements peuvent être définis à un stade précoce du projet. Lorsque les platines préscellées sont soumises à des efforts de cisaillement importants, il convient de les munir de butées réalisées à partir de plats ou de profilés. La fourniture et la fixation des platines sont la plupart du temps de la responsabilité de l’entrepreneur de génie civil.  Tiges d'ancrage

Les tiges d'ancrage sont constituées d' inserts métalliques (tiges droites ou tirants) qui se positionnent dans les réservations prévues lors des travaux de génie civil ou réalisées par carottage dans lesquelles est ensuite coulé un matériau plastique. Il est recommandé que cette méthode fasse l'objet d'un accord avec le responsable du génie civil.  Boulons à coquille d’expansion et chevilles  Les boulons à coquille d’expansion et les chevilles encastrés dans le béton sont généralement utilisés pour la fixation des supports dont l'implantation n'est pas connue au moment de l'élaboration des plans de génie civil.

Il convient de prévoir les boulons à coquille d’expansion et les chevilles conformément à la spécification du fabricant. Lorsque le type d’insert ne peut pas être soumis à des efforts de cisaillement significatifs, il convient de prévoir une pré-tension afin d'assurer l'équilibrage de la force de cisaillement par l'effort de frottement.  Rails d'ancrage

Les rails d’ancrage sont fixés à la surface du béton par des chevilles encastrées. Les rails d'ancrage entretoisés sont fixés au coffrage avant le coulage du béton. Les supports sont solidarisés aux rails entretoisés ou non entretoisés par des boulons et des écrous spéciaux. Les différents types de rails comportent des boulons et des écrous qui leur sont associés en fonction de leurs dimensions et qui ne conviennent qu’à un type de rails spécifique.

261

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K.2 Fixations sur charpentes métalliques K.2.1 Boulons ordinaires Il est recommandé que la partie filetée des boulons ne soit pas soumise à des efforts de cisaillement, sauf si cette hypothèse a été prise en compte lors du dimensionnement. Il est recommandé que les écrous soient munis de dispositifs de blocage.

K.2.2 Boulons d’ancrage à friction Il convient de serrer suffisamment les boulons d’ancrage à friction afin de créer la force de serrage nécessaire pour empêcher le glissement des surfaces en contact.

K.2.3 Soudage Il est recommandé que toutes les fixations par soudage soient approuvées par le constructeur de charpente et par l'acheteur. Il n'est pas recommandé d'autoriser les soudures sur les membrures de la charpente métallique en traction, sans l'accord du concepteur de charpente.

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Annexe L (informative) Stabilité des supports de type linéaire

L.1 Généralités Il convient de concevoir les composants de supports soumis à des charges de compression de manière à prévenir l’effondrement par flambement. Pour les composants présentant des conditions aux limites qui ne sont pas couvertes par les formules données en annexe, il est recommandé d'utiliser l'EN 1993.

L.2 Symboles Pour les besoins de la présente Annexe, il convient d'appliquer les symboles figurant dans le Tableau L.2-1 en complément de ceux donnés au Tableau 3.2-1. Tableau L.2-1 — Symboles supplémentaires pour les besoins de la présente Annexe Symbole

Description

Unité

A

aire de la section transversale

Cm, y ; Cm, z

coefficients du moment de flexion

I

moment d'inertie de la section transversale selon la direction du flambement

K

coefficient dépendant des conditions aux limites

L

longueur de la barre

mm

Lb

longueur de flambement de la barre

mm



axe longitudinal de la barre

mm



axe de flexion forte/faible de la barre

mm



élancement de la barre dans la direction de flambement

-

c

élancement de la barre marquant le seuil du flambement

-



rayon de giration de la section transversale

a

contrainte de compression

MPa (N/mm²)

a,per

contrainte admissible de compression (voir 13.3.7)

MPa (N/mm²)

b,y;b,z

contraintes de flexion

MPa (N/mm²)

b,per

contrainte admissible de flexion (voir 13.3.7)

MPa (N/mm²)

cr,y;cr,z

contraintes de flamblement

MPa (N/mm²)

mm² mm4 -

mm

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L.3 Formules de base Le rayon de giration est calculé à partir de : I A



(L.3-1)

La longueur de flambement de la barre est donnée par : Lb  KL

(L.3-2)

L'élancement de la barre dans la direction du flambement est donné par :



Lb

(L.3-3)



Il convient que l'élancement ne dépasse pas 200.

L.4 Contrainte admissible de compression NOTE Dans les Équations suivantes (L.4-1 à L.5-4) en ce qui concerne les aciers ferritiques (non -alliés et faiblement alliés), on utilise ReHt à la place de R p0,2t .

Le flambement se produit dans le domaine élastique pour un élancement supérieur ou égal à la valeur donnée par :  2 2 E   c    Rp0,2   

0,5

(L.4-1)

Pour un élancement inférieur à cette valeur, le flambement se produit dans le domaine plastique ou élastoplastique. Il convient que la contrainte de compression reste inférieure aux valeurs admissibles données en (L.4-2) et (L.4-3) et qu'en aucun cas elle ne soit supérieure à la valeur de la contrainte admissible f conformément à 13.3.6.2. 

Pour   c

 a,per = 

12   2 E  23   2 

Pour  < c 2    1         1 R  p 0,2t   2  c         a, per  min f ;  3  5 3    1                  3 8  c  8  c      

264

(L.4.-2)

(L.4-3)

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L.5 Longueur de flambement La longueur de flambement prend en compte les conditions aux limites. Le Tableau L.5-1 donne les valeurs de K pour quelques cas. Tableau L.5-1 — Valeurs de K

Les deux extrémités supportées/fixes

Une extrémité déplaçable

K=1

K = 0,5

K=1

Les deux extrémités supportées/fixes

K = 0,7

0,7 < K 2

265

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Pour les composants soumis à la fois à une compression axiale et à des moments de flexion, il convient que les contraintes soient proportionnées pour satisfaire aux relations suivantes :

a  a,per



C m,y  b,y  1   a   cr,y 

  b,per  



C m,z  b,z   1  a   cr,z 

  b,per  

 1,0

(L.5-1)

et

a f



 b, y   b, z  1,0  b, per

(L.5-2)

Lorsque  a  a, per  0,15 la relation suivante peut être utilisée :

a  a, per



 b, y   b,z

 1,0

(L.5-3)

12   2 E  12   2 E  ;  cr,z  23  2y  23  2z   

(L.5-4)

 b, per

avec

 cr, y 

Les valeurs des coefficients C m, y et C m,z

sont déterminées, dans chaque direction, conformément aux

dispositions a) à c) ci-dessous : a) Pour les éléments de compression dans des structures soumises à à une translation commune (latérale) : C m = 0,85 b) Pour les éléments de compression entravés dans leur rotation dans des structures entretoisées contre une translation commune et qui ne sont pas soumises à une charge transverse entre leurs supports dans le plan de la flexion : — C m = max (0,4; 0,6 – 0,4 (M1/M2)), où M1/M2 est le rapport entre le moment de flexion le plus petit et le moment de flexion le plus grand (en valeur absolue) aux extrémités de la de l'élément non entretoisée dans le plan de flexion en question. M1/M2 est positif quand les deux moments sont de signes différents et négatif dans l'autre cas. c) Pour les éléments de compression dans des structures entretoisée contre une translation commune dans le plan de la charge et soumis à une charge transverse entre leurs supports, la valeur de C m peut être déterminée par analyse ou, à défaut, en appliquant les dispositions suivantes : — C m = 0,85 pour les éléments dont les extrémités sont entravées, — C m = 1,00 pour les éléments dont les extrémités ne sont pas entravées.

266

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Annexe M (informative) Guide de conception pour les composants structuraux

M.1 Composants de type linéaire soumis à flexion M.1.1 Généralités La stabilité du support peut être vérifiée par analyse de la stabilité de la membrure comprimée isolée de la poutre et soumise des contraintes uniformes de compression et flexion. Cette vérification n'est pas requise lorsque le support est maintenu latéralement, sur des intervalles inférieurs 200 a à (voir Figure M.1.1-1). R p0, 2 avec Rp0,2 en MPa (ou en N/mm2) et a en mm.

Figure M.1.1-1 — Dimensions d'une aile

M.1.2 Vérifications complémentaires pour les supports de type linéaire M.1.2.1

Généralités

Ces règles sont applicables aux profils qui sont symétriques par rapport à leur axe de plus grande inertie et sont sollicités en flexion selon cette direction. M.1.2.2

Assemblages soudés

Il est recommandé que les soudures soient continues. M.1.2.3

Bords libres

Il est recommandé que la partie non renforcée de la membrure comprimée satisfasse à la relation suivante : b 170  e R p0,2

(M.1.2-1)

avec Rp0,2 en MPa (ou en N/mm2).

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Figure M.1.2-1 – Dimensions d’une aile renforcée

M.1.2.4

Bords renforcés

Il est recommandé que la partie renforcée de la membrure comprimée satisfasse à la relation suivante: 500 b  e R p0,2

(M.1.2-2)

avec Rp0,2 en MPa (ou en N/mm2). avec b et e tels que définis Figure M.1.2-1.

Figure M.1.2-2 – Dimensions d'une aile renforcée

Il est recommandé que les éléments servant de raidisseurs satisfassent aux exigences de stabilité dans la direction perpendiculaire aux ailes lorsqu'il y a flexion. Pour cette vérification, il convient d'isoler ces composants de la poutre. Pour le calcul de l'élancement, il convient de calculer l'inertie du raidisseur en prenant en compte la largeur effective des ailes contribuant au renforcement. Il est recommandé que cette b 170 e ou . largeur effective ne dépasse pas 2 Rp0, 2 avec Rp0,2 en MPa (ou en N/mm2) et e en mm. M.1.2.5

Stabilité sous sollicitation de cisaillement

En présence de sollicitations de cisaillement, il est recommandé de procéder à la subdivision de l’âme avec un raidisseur (voir Figure M1.2-2).

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Figure M.1.2-3 — Subdivision d'un panneau

M.2 Stabilité des supports de type plaque Certains supports de type plaque peuvent être modélisés pour les besoins du calcul par des supports de type linéaire, en considérant que les charges sont intégralement supportées par les raidisseurs. Dans ce cas la stabilité du raidisseur n'est à vérifier que dans la direction perpendiculaire à l'élément de plaque, en lui associant pour le calcul de l'inertie, une largeur de plaque contribuant au renforcement. Il est recommandé que cette largeur effective ne dépasse pas 15 fois l'épaisseur.

M.3 Platines d'ancrage ou éléments assimilables M.3.1 Généralités Il convient de concevoir les platines d’ancrage soumises des forces normales pour un chargement au moins égal à 10 % du chargement normal dans les directions perpendiculaires au plan normal.

M.3.2 Dimensionnement d'une platine d'ancrage simple Lors de la conception de platines simples, il convient de tenir compte des déformations se produisant le long des lignes tangentes à la section droite du profilé qui transmet les efforts de la tuyauterie à la platine, voir Figure M.3.2-1 a-a et b-b. Il convient de concevoir les parties de la platine situées à l'extérieur de ces lignes comme des poutres en porte-à-faux et il convient que la section transversale de la platine le long de ces lignes résiste aux moments des réactions.

Figure M.3.2-1 — Platine d'ancrage simple

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M.3.3 Platines avec goussets raidisseurs Lorsque cela est nécessaire en raison des efforts existants, il convient d'ajouter des raidisseurs. Il convient d’effectuer les calculs mentionnés en M.3.2 le long des lignes a-a, b-b et c-c représentées Figure M.3.3-1.

Figure M.3.3-1 — Platines avec goussets raidisseurs

M.3.4 Calculs des efforts pour les ancrages fixés dans le béton Lorsque des ancrages sont fixés dans le béton, il est recommandé au concepteur de support de fournir au responsable du génie civil, les détails concernant les charges et les moments transmis à la structure.

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Annexe N (normative) Documentation relatives aux supports Le fabricant de support doit mettre à disposition de l'acheteur la documentation nécessaire pour attester la conformité des supports avec les exigences de l'Article 13. L'étendue de cette documentation dépend de la classe des supports telle que définie dans le Tableau N.1 ou telle que modifiée après accord entre les parties concernées. Tableau N.1 — Documentation relative aux supports Classe des supports

Documents

S1

S2

S3

Ressorts – Certificat de réception 3.1 (EN 10204:2004)

-

Y

Y

Ressorts – Relevé de contrôle 2.2 (EN 10204:2004)

Y

-

-

Matériaux de soudage – Relevé de contrôle 2.2 (EN 10204:2004)

Y

Y

Y

Produits plats, produits longs, tuyaux, pièces forgées en acier

Matériau

–

Certificat de réception 3.1 (EN 10204:2004) si t > 300 °C

Y

Y

Y

–

Relevé de contrôle 2.2 (EN 10204:2004) si t > 300 °C

-

Y

Y

–

Attestation de conformité à la commande 2.1 (EN 10204:2004) si t  300 °C

Y

-

-

Composants d'assemblage (vis, écrous, goujons, etc.) –

Certificat de réception 3.1 (EN 10204:2004) si t > 300 °C

a

a

Y

–

Marquage d'identification si t  300 °C

a

a

a

b

-

-

-

Plan, programme ou autres dispositions (par exemple, catalogues) donnant le type et l’identification de chaque support

X

X

X

Plan de chaque support c

-

X

X

Justification de la résistance mécanique par analyse, essais ou référence à une conception standard soumise à des essais de type

-

Y

Y

Petites pièces (rondelles, clavettes, goupilles fendues, chevilles, etc.)

Conception

« à suivre »

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Tableau N.1 (fin) Classe des supports

Documents

S1

S2

S3

Rapports de qualification des soudeurs conformément à l’EN 287-1

-

Y

Y

Rapports de qualification du mode opératoire de soudage conformément à l’EN ISO 15614-1:2004

-

Y

Y

Inspection

Rapport relatif aux essais de production conformément à l’EN 13480-3, Annexe I

-

X

X

Certification

Certificat de conformité à l’EN 13480-3, Article 13, délivré par le fabricant.

X

X

X

Fabrication

a

Marquage d’identification apposé sur les components d’assemblage. Documentation non requise. c Pour une conception standard soumise à des essais de type, des informations extraites de catalogues ou de normes de fabrication suffisent.

b

X = Documents à fournir. Y = Documents à mettre à disposition pour vérification.

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Annexe O (normative) Méthode alternative pour la vérification des raccordements de tubulures

O.1 Domaine d’application La présente annexe spécifie une méthode de vérification des raccordements de tubulures soumis à une pression intérieure et à des moments (Figure O.1). Lorsque des charges extérieures ne peuvent pas être négligées, cette méthode peut être utilisée à la place de la méthode décrite dans l'EN 13480-3, 8.1. Les règles de cette annexe doivent s'appliquer à des températures inférieures à celles du domaine du fluage et aux raccordements de tubulures suivants :  raccordement de cylindres à axes concourants ;  rapport du diamètre du tuyau de la tubulure et du diamètre du tuyau sans tracé préalable dans un intervalle situé entre 0,1 et 1, les valeurs 0,1 et 1 étant inclus ;  rapport de l’épaisseur du tuyau de la tubulure et de l'épaisseur du tuyau sans tracé préalable dans un intervalle situé entre 0,2 et 1,5, les valeurs 0,2 et 1,5 étant inclus ;  rapport du diamètre moyen du tuyau sans tracé préalable et de l'épaisseur du tuyau sans tracé préalable dans un intervalle situé entre 10 et 125, les valeurs 10 et 125 étant inclus ;  tuyau de tubulure auto-renforcé ou comportant une plaque d'encerclement total (largeur = dm / 2) ;  angle φb entre l’axe du tuyau de la tubulure et l'axe du tuyau sans tracé préalable compris entre 45° et 90°, les valeurs 45° et 90° étant inclus ;  épaisseur maximale de la selle de renfort = 1,5 fois l'épaisseur nominale. NOTE 1 Les développements actuels inclus dans cette annexe ne traitent pas des tés forgés étant donné la réduction éventuelle d'épaisseur qui pourrait survenir à l'emplacement de la tubulure (par exemple : tés étirés à chaud). NOTE 2 Pour les aciers inoxydables austénitiques avec A ≥ 30%, Rp0,2t (O.3.3-1) à (O.3.3-4) peut être remplacé par Rp1,0t..

dans les équations (O.3.1-1),(O.3.1-2),

O.2 Symboles Pour les besoins de l'Annexe O, les symboles indiqués ci-dessous doivent s'appliquer en complément de ceux indiqués dans le Tableau 8.2-1 et dans le Tableau 3.2-1. Dm

Diamètre moyen du tuyau sans tracé préalable

dm

Diamètre moyen du tuyau de la tubulure

es

Épaisseur d'analyse du tuyau sans tracé préalable

eb

Épaisseur d'analyse du tuyau de la tubulure

φb

Angle entre l'axe du tuyau de la tubulure et l'axe du tuyau sans tracé préalable (φb = 90 – φ)

pc

Pression intérieure

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plns

Pression limite pour le tuyau sans tracé préalable, en l'absence d'un tuyau de tubulure

plnb

Pression limite pour le tuyau de tubulure considéré isolément

pmax

Pression intérieure maximale admissible lorsqu’elle est appliquée seule

Mfps

Moment total de flexion appliqué au tuyau sans tracé préalable et provoquant une rotation dans le plan formé par le tuyau sans tracé préalable et le tuyau de tubulure

Mfpb

Moment total de flexion appliqué au tuyau de la tubulure et provoquant une rotation dans le plan formé par le tuyau sans tracé préalable et le tuyau de tubulure

Mfhs

Moment total de flexion appliqué au tuyau sans tracé préalable et provoquant une rotation hors du plan formé par le tuyau sans tracé préalable et le tuyau de tubulure

Mfhb

Moment total de flexion appliqué au tuyau de la tubulure et provoquant une rotation hors du plan formé par le tuyau sans tracé préalable et le tuyau de tubulure

Mts

Moment de torsion appliqué au tuyau sans tracé préalable

Mtb

Moment de torsion appliqué au tuyau de tubulure

Mflns

Moment limite de flexion du tuyau sans tracé préalable, en l'absence d'un tuyau de tubulure. Cette charge est la charge limite nominale de flexion correspondant à Mfps et Mfhs

Mtlns

Moment limite de torsion du tuyau sans tracé préalable, en l'absence d'un tuyau de tubulure

Mflnb

Moment limite de flexion du tuyau de tubulure considéré isolément. Cette charge est la charge limite nominale de flexion correspondant à Mfps et Mfhs

Mtlnb

Moment limite de torsion pour le tuyau de tubulure considéré isolément.

Mflps

Moment limite du tuyau sans tracé préalable assemblé au tuyau de tubulure, correspondant au chargement Mfps

Mflhs

Moment limite du tuyau sans tracé préalable assemblé au tuyau de tubulure, correspondant au chargement Mfhs

Mflpb

Moment limite de la ligne de tubulure dans le raccordement de tubulure, correspondant au chargement Mfpb

Mflhb

Moment limite de la ligne de tubulure dans le raccordement de tubulure, correspondant au chargement Mfhb

Mtls

Moment limite du tuyau sans tracé assemblé au tuyau de tubulure, correspondant au chargement Mts

Mtlb

Moment limite de la ligne de tubulure dans le raccordement de tubulure correspondant au chargement Mtb

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Mfhb,max Mfpb,max Mtb,max Valeur maximale admissible de chacune des charges extérieures lorsque chaque charge est appliquée seule

Mfhs,max Mfps,max Mts,max

Figure O.1-1 – Localisation des moments

O.3 Conception et vérification du raccordement de tubulure O.3.1 Valeur limite pour la charge due à la pression, uniquement pour les tuyaux droits sans ouverture pl ns 

pl nb 

 D  es Rp 0 ,2 t ln m 3  D m  es

2

   

(O.3.1-1)

2

 d  eb   Rp 0 ,2 t ln m   d m  eb 

(O.3.1-2)

3

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O.3.2 Détermination des épaisseurs minimales pour le seul chargement de pression a)

Coefficient d'affaiblissement pour le seul chargement de pression.

Les graphiques O.3.2-1 à O.3.2-6 et le Tableau O.3.2-1 permettent de déterminer le coefficient d'affaiblissement c en fonction des rapports eb / es, dm / Dm et Dm / es. g)

Épaisseurs minimales pour le tuyau sans tracé et la ligne de tubulure

Les épaisseurs minimales du tuyau sans tracé et de la ligne de tubulure doivent être déterminées à partir des équations suivantes :  3  2

 1 p c Di (sin  b )  es  c 2 f z  pc

(O.3.2-1)

3

  1 p c Dm (sin  b )  2  es  c 2 f z

es 

 1 p c De (sin  b ) c 2 f z  pc

(O.3.2-2) 3   2

(O.3.2-3)

3

  pc d i 1 (sin  b )  2  eb  c 2 f z  pc

(O.3.2-4)

3

  1 pc d m eb  (sin  b )  2  c 2 f z

(O.3.2-5) 3

eb 

  1 pc d e (sin  b )  2  c 2 f z  pc

(O.3.2-6)

O.3.3 Vérification des épaisseurs sélectionnées pour la combinaison du chargement de pression et des chargements dus à des charges extérieures h)

Valeurs limites pour les différentes charges extérieures appliquées séparément.

Pour les différentes charges extérieures appliquées séparément, les valeurs limites sont données par les formules suivantes :

Mfl ns  Rp 0,2 t

Mfl nb  Rp 0,2 t

276

Dm  es 3 6

dm  eb 3 6

  2 es   1  1  D  e m s     2 eb   1  1  d  e m b  

   

   

3

  

(O.3.3-1)

3

  

(O.3.3-2)

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Mtl ns 

Mtl nb 

b)

2

  D2 m Rp 0,2 t   4 3 

 e  s 

(O.3.3-3)

  d2 m Rp 0,2 t   4 3 

 e  b 

(O.3.3-4)

2

Coefficients d'affaiblissement pour les différentes charges extérieures appliquées séparément.

Les graphiques O.3.2-7 à O.3.2-42 et le Tableau O.3.2-2 permettent de déterminer les coefficients d'affaiblissement c en fonction des rapports eb / es, dm / Dm et Dm / es.

cfhb 

Mflhb Mfl nb

(O.3.3-5)

cfpb 

Mflpb Mfl nb

(O.3.3-6)

ctb 

(O.3.3-7)

cfhs 

Mflhs Mfl ns

(O.3.3-8)

cfps 

Mflps Mfl ns

(O.3.3-9)

cts  c)

Mtlb Mtl nb

Mtls Mtl ns

(O.3.3-10)

Charges maximales admissibles lorsque celle-ci sont appliquées séparément.

Mfhb,max = 0,5 Mflhb

(O.3.3-11)

Mfpb,max = 0,5 Mflpb

(O.3.3-12)

Mtb,max = 0,5 Mtlb

(O.3.3-13)

Mfhs,max = 0,5 Mflhs

(O.3.3-14)

Mfps,max = 0,5 Mflps

(O.3.3-15)

Mts,max = 0,5 Mtls

(O.3.3-16) 3

pmax 

3 MIN [ z MIN  pl ns ; pl nb  ; c MIN pl ns ; pl nb (sin  b ) 2 ] 3

(O.3.3-17)

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d)

Vérification de l’admissibilité des charges appliquées.

Mfhb 1 Mfhb,max

(O.3.3-18)

Mfpb 1 Mfpb,max

(O.3.3-19)

Mtb 1 Mtb,max

(O.3.3-20)

Mfhs 1 Mfhs,max

(O.3.3-21)

Mfps 1 Mfps,max

(O.3.3-22)

Mt s 1 Mt s,max

(O.3.3-23)

pc 1 pmax

(O.3.3-24)

 Mfh  b  Mfh b,max 

2   Mfp   b   Mfp b, max  

2   Mt   b   Mtb, max  

2   Mfh   s   Mfhs, max  

2   Mfp   s   Mfps, max  

2   Mt   s   Mts, max  

2 2   p    c   1 (O.3.3-25)   pmax  

Si ces critères ne sont pas remplis, les dimensions doivent être modifiées et les calculs refaits.

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Figure O.3.2-1 – Coefficient c pour eb / es = 0,2

279

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Figure O.3.2-2 – Coefficient c pour eb / es = 0,5

280

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Figure O.3.2-3 – Coefficient c pour eb / es = 0,8

281

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Figure O.3.2-4 – Coefficient c pour eb / es = 1,0

282

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Figure O.3.2-5 – Coefficient c pour eb / es = 1,2

283

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Figure O.3.2-6 – Coefficient c pour eb / es = 1,5

284

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Tableau O.3.2-1 – Coefficient des polynômes décrivant les courbes des Figures O.3.2-1 à O.3.2-6 Dm / es Figure O.3.2-1 Coefficient c pour eb / es = 0,2

Figure O.3.2-2 Coefficient c pour eb / es = 0,5

Figure O.3.2-3 Coefficient c pour eb / es = 0,8

Figure O.3.2-4 Coefficient c pour eb / es = 1,0

Figure O.3.2-5 Coefficient c pour eb / es = 1,2

Figure O.3.2-6 Coefficient c pour eb / es = 1,5

10 20 40 60 80 100 125 10 20 40 60 80 100 125 10 20 40 60 80 100 125 10 20 40 60 80 100 125 10 20 40 60 80 100 125 10 20 40 60 80 100 125

A - 0,070 9 - 0,100 5 0,133 9 0,596 7 0,809 4 1,021 4 1,132 4 1,666 4 1,568 6 1,780 2 1,956 2 2,056 5 1,801 4 1,769 4 0,337 6 0,509 6 0,834 7 1,110 2 1,290 5 1,418 2 1,538 6 - 0,106 0 0,072 1 0,430 3 0,736 0 0,944 3 1,098 2 1,309 9 - 0,165 4 - 0,039 1 0,260 8 0,553 2 0,766 5 0,925 8 1,079 7 - 0,242 4 - 0,182 4 0,045 2 0,310 1 0,516 5 0,679 4 0,913 6

B - 0,042 9 0,133 8 - 0,031 8 - 0,546 7 - 0,829 2 - 1,044 1 - 1,171 5 - 1,954 9 - 1,878 5 - 2,268 4 - 2,562 5 - 2,741 3 - 2,401 0 - 2,383 9 - 0,703 6 - 0,983 8 - 1,464 0 - 1,838 0 - 2,084 2 - 2,259 9 - 2,423 9 - 0,285 0 - 0,571 1 - 1,075 2 - 1,474 7 - 1,746 1 - 1,946 6 - 2,173 8 - 0,135 2 - 0,375 5 - 0,832 3 - 1,226 2 - 1,509 3 - 1,719 8 - 1,920 8 0,063 9 - 0,113 8 - 0,508 7 - 0,882 4 - 1,166 8 - 1,388 1 - 1,647 9

C 1,071 3 0,984 5 0,922 1 0,937 1 0,938 0 0,928 7 0,905 0 1,247 3 1,170 8 1,206 7 1,233 8 1,249 5 1,108 6 1,075 9 1,068 0 1,093 1 1,136 8 1,170 9 1,193 4 1,209 3 1,224 2 1,030 5 1,056 6 1,102 6 1,138 9 1,163 6 1,181 8 1,202 1 1,015 8 1,038 4 1,080 4 1,116 4 1,142 2 1,161 4 1,179 7 0,995 9 1,013 8 1,050 7 1,085 1 1,111 1 1,131 4 1,154 8

NOTE Les courbes des graphiques O.3.2-1 à O.3.2-6 peuvent être décrites par l'équation polynomiale suivante : c = MIN[(Ax2 + Bx + C) ; 1] ]

(T.O.3.2-1.1)

où x = dm / Dm Les coefficients A, B et C sont indiqués pour chaque courbe de chaque graphique en fonction du rapport Dm / es

285

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Figure O.3.2-7 – Coefficient cfhb pour eb / es = 0,2

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Figure O.3.2-8 – Coefficient cfpb pour eb / es = 0,2

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Figure O.3.2-9 – Coefficient ctb pour eb / es = 0,2

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Figure O.3.2-10 – Coefficient cfhs pour eb / es = 0,2

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Figure O.3.2-11 – Coefficient cfps pour eb / es = 0,2

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Figure O.3.2-12 – Coefficient cts pour eb / es = 0,2

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Figure O.3.2-13 – Coefficient cfhb pour eb / es = 0,5

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Figure O.3.2-14 – Coefficient cfpb pour eb / es = 0,5

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Figure O.3.2-15 – Coefficient ctb pour eb / es = 0,5

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Figure O.3.2-16 – Coefficient cfhs pour eb / es = 0,5

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Figure O.3.2-17 – Coefficient cfps pour eb / es = 0,5

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Figure O.3.2-18 – Coefficient cts pour eb / es = 0,5

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Figure O.3.2-19 – Coefficient cfhb pour eb / es = 0,8

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Figure O.3.2-20 – Coefficient cfpb pour eb / es = 0,8

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Figure O.3.2-21 – Coefficient ctb pour eb / es = 0,8

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Figure O.3.2-22 – Coefficient cfhs pour eb / es = 0,8

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Figure O.3.2-23 – Coefficient cfps pour eb / es = 0,8

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Figure O.3.2-24 – Coefficient cts pour eb / es = 0,8

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Figure O.3.2-25 – Coefficient cfhb pour eb / es = 1

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Figure O.3.2-26 – Coefficient cfpb pour eb / es = 1

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Figure O.3.2-27 – Coefficient ctb pour eb / es = 1

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Figure O.3.2-28 – Coefficient cfhs pour eb / es = 1

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Figure O.3.2-29 – Coefficient cfps pour eb / es = 1

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Figure O.3.2-30 – Coefficient cts pour eb / es = 1

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Figure O.3.2-31 – Coefficient cfhb pour eb / es = 1,2

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Figure O.3.2-32 – Coefficient cfpb pour eb / es = 1,2

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Figure O.3.2-33 – Coefficient ctb pour eb / es = 1,2

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Figure O.3.2-34 – Coefficient cfhs pour eb / es = 1,2

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Figure O.3.2-35 – Coefficient cfps pour eb / es = 1,2

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Figure O.3.2-36 – Coefficient cts pour eb / es = 1,2

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Figure O.3.2-37 – Coefficient cfhb pour eb / es = 1,5

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Figure O.3.2-38 – Coefficient cfpb pour eb / es = 1,5

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Figure O.3.2-39 – Coefficient ctb pour eb / es = 1,5

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Figure O.3.2-40 – Coefficient cfhs pour eb / es = 1,5

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Figure O.3.2-41 – Coefficient cfps pour eb / es = 1,5

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Figure O.3.2-42 – Coefficient cts pour eb / es = 1,5

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Tableau O.3.2-2 – Coefficient des polynômes décrivant les courbes des graphiques O.3.2-7 à O.3.2-42 Dm / es Figure O.3.2-7 Coefficient cfhb pour eb / es = 0,2

Figure O.3.2-8 Coefficient cfpb pour eb / es = 0,2

Figure O.3.2-9 Coefficient ctb pour eb / es = 0,2

Figure O.3.2-10 Coefficient cfhs pour eb / es = 0,2

Figure O.3.2-11 Coefficient cfps pour eb / es = 0,2

Figure O.3.2-12 Coefficient cts pour eb / es = 0,2

Figure O.3.2-13 Coefficient cfhb pour eb / es = 0,5

Figure O.3.2-14 Coefficient cfpb pour eb / es = 0,5

322

10 20 40 60 80 100 125 10 20 40 60 80 100 125 10 20 40 60 80 100 125 10 20 40 60 80 100 125 10 20 40 60 80 100 125 10 20 40 60 80 100 125 10 20 40 60 80 100 125 10 20 40 60 80 100 125

A 0,763 7 0,676 8 0,322 6 0,225 9 0,542 1 1,210 8 1,675 7 0,960 7 0,604 2 0,303 5 0,206 9 0,196 5 0,130 5 0,292 5 - 0,028 6 0,057 2 -0,003 4 - 0,482 0 - 0,877 9 - 1,095 5 - 1,348 9 - 0,394 7 - 0,519 4 - 0,657 1 - 0,702 1 - 0,763 2 - 0,809 2 - 0,859 9 - 0,604 7 - 0,670 1 - 0,661 8 - 0,546 8 - 0,390 0 - 0,249 1 - 0,128 8 - 0,022 1 - 0,092 0 0,021 4 0,286 6 0,539 9 0,736 0 0,924 8 0,449 7 0,304 5 0,899 6 1,617 9 2,003 6 1,741 7 1,489 0 1,191 3 0,447 8 0,153 7 0,686 4 1,034 0 1,205 0 1,002 5

B - 1,155 6 - 0,952 0 - 0,475 4 - 0,348 9 - 0,675 - 1,371 2 - 1,875 5 - 1,385 4 - 0,917 2 - 0,470 4 - 0,332 8 - 0,300 4 - 0,282 5 - 0,525 9 0,012 7 - 0,072 3 - 0,024 5 0,272 1 0,516 0 0,653 4 0,818 2 0,234 8 0,388 9 0,488 0 0,453 3 0,463 8 0,488 2 0,515 5 0,138 3 0,184 8 0,113 6 - 0,066 1 - 0,279 0 - 0,456 2 - 0,610 9 - 0,690 7 - 0,707 9 - 0,933 2 - 1,261 8 - 1,560 7 - 1,787 4 - 2,006 3 - 0,789 8 - 0,594 6 - 1,315 5 - 2,143 4 - 2,627 4 - 2,223 8 - 1,836 0 - 1,520 5 - 0,705 3 - 0,446 5 - 1,135 4 - 1,592 6 - 1,816 0 - 1,510 6

C 1,310 4 1,182 4 1,023 7 0,980 9 1,001 3 1,065 0 1,093 6 1,325 5 1,178 4 1,018 3 0,969 4 0,952 8 0,946 2 0,945 4 1,011 0 1,028 4 1,017 2 0,988 2 0,966 0 0,952 9 0,938 4 0,872 6 0,843 4 0,816 4 0,814 1 0,808 4 0,799 2 0,790 9 0,887 1 0,865 4 0,853 5 0,863 6 0,877 8 0,888 0 0,896 6 1,067 2 1,069 8 1,090 6 1,120 5 1,147 6 1,168 1 1,187 6 1,310 6 1,112 1 1,091 9 1,151 3 1,206 7 1,015 4 0,838 5 1,282 7 1,125 9 1,006 5 1,041 5 1,077 4 1,075 5 0,912 5 « à suivre »

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Table O.3.2-2 (suite) Dm / es Figure O.3.2-15 Coefficient ctb pour eb / es = 0,5

Figure O.3.2-16 Coefficient cfhs pour eb / es = 0,5

Figure O.3.2-17 Coefficient cfps pour eb / es = 0,5

Figure O.3.2-18 Coefficient cts pour eb / es = 0,5

Figure O.3.2-19 Coefficient cfhb pour eb / es = 0,8

Figure O.3.2-20 Coefficient cfpb pour eb / es = 0,8

Figure O.3.2-21 Coefficient ctb pour eb / es = 0,8

Figure O.3.2-22 Coefficient cfhs pour eb / es = 0,8

10 20 40 60 80 100 125 10 20 40 60 80 100 125 10 20 40 60 80 100 125 10 20 40 60 80 100 125 10 20 40 60 80 100 125 10 20 40 60 80 100 125 10 20 40 60 80 100 125 10 20 40 60 80 100 125

A 0,176 5 - 0,439 2 - 1,171 2 - 1,460 5 - 1,498 3 - 1,438 7 - 1,291 4 - 0,371 1 - 0,439 8 - 0,505 4 - 0,551 0 - 0,609 7 - 0,695 8 - 0,757 6 - 0,576 6 - 0,701 2 - 0,726 5 - 0,639 0 - 0,539 4 - 0,494 4 - 0,420 3 - 0,173 2 - 0,185 4 - 0,072 6 0,097 8 0,258 4 0,354 7 0,471 4 - 0,053 8 0,660 4 1,505 3 1,809 7 1,485 5 1,153 1 0,960 4 - 0,274 7 0,027 1 0,683 9 1,163 5 1,045 7 0,768 6 0,619 4 - 0,484 6 - 0,986 9 - 1,423 8 - 1,414 9 - 1,327 0 - 1,173 2 - 0,907 8 - 0,157 1 - 0,256 7 - 0,342 2 - 0,372 6 - 0,457 1 - 0,554 8 - 0,619 3

B - 0,181 4 0,230 8 0,700 5 0,859 1 0,811 1 0,686 9 0,476 9 0,300 2 0,370 1 0,386 9 0,363 7 0,369 9 0,429 9 0,461 3 0,246 4 0,306 7 0,236 5 0,080 8 - 0,070 6 - 0,149 1 - 0,262 8 - 0,416 3 - 0,530 0 - 0,793 3 - 1,033 2 - 1,236 8 - 1,364 2 - 1,511 2 - 0,363 7 - 1,220 7 - 2,199 9 - 2,513 9 - 2,005 7 - 1,515 6 - 1,227 3 - 0,108 3 - 0,452 9 - 1,251 6 - 1,843 1 - 1,624 8 - 1,201 7 - 0,963 0 0,254 4 0,576 5 0,792 6 0,671 5 0,514 8 0,308 4 -0,005 9 0,168 1 0,246 9 0,273 0 0,233 4 0,275 2 0,342 4 0,375 8

C 1,041 0 0,999 2 0,951 7 0,935 6 0,939 4 0,950 4 0,969 3 0,875 2 0,848 9 0,826 7 0,821 5 0,818 8 0,803 9 0,795 3 0,881 2 0,857 3 0,843 4 0,849 9 0,860 3 0,859 1 0,864 4 1,044 0 1,054 5 1,078 7 1,100 4 1,118 9 1,130 4 1,143 8 1,110 3 1,158 1 1,183 0 1,140 4 0,905 5 0,706 4 0,579 6 1,189 4 1,094 8 1,084 5 1,127 5 0,968 8 0,773 8 0,646 3 0,996 2 0,966 7 0,942 9 0,952 7 0,966 0 0,984 8 1,013 3 0,884 8 0,861 6 0,841 0 0,840 7 0,826 7 0,811 2 0,802 4 « à suivre »

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EN 13480-3:2012 (F) Version 2 (2013-08)

Table O.3.2-2 (suite) Dm / es Figure O.3.2-23 Coefficient cfps pour eb / es = 0,8

Figure O.3.2-24 Coefficient cts pour eb / es = 0,8

Figure O.3.2-25 Coefficient cfhb pour eb / es = 1,0

Figure O.3.2-26 Coefficient cfpb pour eb / es = 1,0

Figure O.3.2-27 Coefficient ctb pour eb / es = 1,0

Figure O.3.2-28 Coefficient cfhs pour eb / es = 1,0

Figure O.3.2-29 Coefficient cfps pour eb / es = 1,0

Figure O.3.2-30 Coefficient cts pour eb / es = 1,0

324

10 20 40 60 80 100 125 10 20 40 60 80 100 125 10 20 40 60 80 100 125 10 20 40 60 80 100 125 10 20 40 60 80 100 125 10 20 40 60 80 100 125 10 20 40 60 80 100 125 10 20 40 60 80 100 125

A - 0,551 9 - 0,706 6 - 0,771 8 - 0,695 6 - 0,626 3 - 0,584 9 - 0,493 1 - 0,359 4 - 0,317 4 - 0,163 7 - 0,008 5 0,131 2 0,209 7 0,311 9 0,084 8 0,971 8 1,684 0 1,577 5 1,258 6 0,970 1 0,858 3 - 0,176 3 0,284 1 0,857 0 1,052 5 0,838 8 0,597 4 0,564 4 - 0,815 5 - 1,117 3 - 1,376 7 - 1,339 9 - 1,187 6 - 0,968 1 - 0,613 3 - 0,029 2 - 0,147 6 - 0,234 1 - 0,264 9 - 0,353 6 - 0,454 9 - 0,421 4 - 0,453 8 - 0,662 3 - 0,777 5 - 0,735 5 - 0,677 3 - 0,641 9 - 0,388 0 - 0,472 0 - 0,399 3 - 0,218 5 - 0,063 8 0,068 2 0,145 9 0,299 9

B 0,363 1 0,419 0 0,351 4 0,191 0 0,069 3 - 0,011 0 - 0,141 0 - 0,075 0 - 0,283 7 - 0,635 8 - 0,878 0 - 1,069 7 - 1,184 4 - 1,317 8 - 0,508 8 - 1,640 6 - 2,472 7 - 2,216 6 - 1,724 3 - 1,298 2 - 1,080 2 - 0,242 7 - 0,835 0 - 1,520 4 - 1,708 0 - 1,349 7 - 0,977 4 - 0,826 2 0,519 2 0,650 8 0,699 9 0,556 8 0,337 1 0,065 8 - 0,308 8 0,058 5 0,163 5 0,198 9 0,165 8 0,212 1 0,281 5 0,256 4 0,351 2 0,445 8 0,409 1 0,275 8 0,160 6 0,083 0 - 0,147 6 0,161 2 - 0,110 8 - 0,525 6 - 0,782 5 - 0,974 6 - 1,093 4 - 1,258 7

C 0,867 5 0,847 6 0,835 8 0,845 1 0,847 5 0,845 7 0,852 4 1,011 2 1,031 9 1,064 8 1,086 9 1,104 3 1,114 7 1,126 8 1,024 7 1,197 8 1,214 2 1,004 2 0,783 7 0,610 5 0,502 8 1,119 6 1,133 0 1,113 6 1,041 3 0,845 3 0,672 4 0,564 4 0,974 6 0,958 9 0,950 3 0,962 7 0,982 0 1,006 9 1,040 8 0,900 5 0,875 1 0,850 7 0,846 3 0,831 9 0,816 3 0,812 4 0,884 2 0,850 4 0,832 7 0,837 5 0,838 7 0,836 7 0,851 7 0,989 3 1,015 7 1,054 8 1,078 4 1,095 9 1,106 7 1,121 4 « à suivre »

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EN 13480-3:2012 (F) Version 2 (2013-08)

Table O.3.2-2 (suite) Dm / es Figure O.3.2-31 Coefficient cfhb pour eb / es = 1,2

Figure O.3.2-32 Coefficient cfpb pour eb / es = 1,2

Figure O.3.2-33 Coefficient ctb pour eb / es = 1,2

Figure O.3.2-34 Coefficient cfhs pour eb / es = 1,2

Figure O.3.2-35 Coefficient cfps pour eb / es = 1,2

Figure O.3.2-36 Coefficient cts pour eb / es = 1,2

Figure O.3.2-37 Coefficient cfhb pour eb / es = 1,5

Figure O.3.2-38 Coefficient cfpb pour eb / es = 1,5

10 20 40 60 80 100 125 10 20 40 60 80 100 125 10 20 40 60 80 100 125 10 20 40 60 80 100 125 10 20 40 60 80 100 125 10 20 40 60 80 100 125 10 20 40 60 80 100 125 10 20 40 60 80 100 125

A 0,344 1 1,220 8 1,749 8 1,442 9 1,097 0 0,874 6 0,721 4 - 0,093 8 0,520 8 0,981 1 0,930 9 0,641 6 0,481 9 0,367 5 -0,835 3 - 1,126 2 - 1,290 8 - 1,166 3 - 0,888 5 - 0,662 2 - 0,400 7 0,055 5 - 0,046 9 - 0,139 1 - 0,168 6 - 0,256 1 - 0,357 4 - 0,433 9 - 0,133 5 - 0,486 9 - 0,772 7 - 0,764 4 - 0,724 4 - 0,692 7 - 0,613 1 - 0,529 7 - 0,445 6 - 0,265 4 - 0,111 5 0,017 5 0,094 8 0,186 7 0,675 6 1,354 7 1,687 4 1,373 6 1,014 6 0,828 4 0,702 3 - 0,033 2 0,696 3 1,136 9 0,899 0 0,587 1 0,422 0 0,366 6

B - 0,804 4 - 1,961 3 - 2,566 4 - 2,032 3 - 1,505 2 - 1,176 8 - 0,946 7 - 0,340 1 - 1,156 3 - 1,704 8 -1,547 1 -1,084 1 - 0,830 6 - 0,641 5 0,501 2 0,635 1 0,591 3 0,358 2 0,007 8 - 0,269 6 - 0,575 9 - 0,082 9 0,055 8 0,139 7 0,109 3 0,154 7 0,222 7 0,263 9 0,119 2 0,348 1 0,464 2 0,354 5 0,251 6 0,172 2 0,045 7 0,362 5 0,043 9 - 0,411 6 - 0,686 4 - 0,885 9 - 1,010 7 - 1,142 5 - 1,300 2 - 2,162 1 - 2,475 2 - 1,934 2 - 1,390 9 - 1,116 7 - 0,891 4 - 0,439 6 - 1,412 8 - 1,913 3 - 1,490 3 - 1,005 6 - 0,753 1 - 0,588 1

C 1,022 6 1,232 8 1,208 6 0,918 5 0,691 7 0,553 4 0,452 2 1,061 1 1,169 4 1,134 4 0,962 3 0,739 5 0,609 3 0,505 3 0,974 7 0,959 3 0,960 0 0,980 5 1,012 2 1,037 9 1,066 2 0,913 4 0,884 7 0,855 7 0,850 2 0,836 1 0,821 2 0,811 7 0,900 9 0,858 4 0,827 0 0,829 8 0,829 5 0,828 8 0,834 4 0,970 4 1,000 9 1,044 2 1,069 7 1,088 0 1,099 4 1,111 4 1,147 0 1,231 5 1,146 7 0,862 6 0,634 5 0,516 3 0,412 4 1,052 4 1,205 8 1,153 1 0,905 4 0,685 6 0,563 5 0,461 3 « à suivre »

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EN 13480-3:2012 (F) Version 2 (2013-08)

Table O.3.2-2 (fin) Dm / es Figure O.3.2-39 Coefficient ctb pour eb / es = 1,5

Figure O.3.2-40 Coefficient cfhs pour eb / es = 1,5

Figure O.3.2-41 Coefficient cfps pour eb / es = 1,5

Figure O.3.2-42 Coefficient cts pour eb / es = 1,5

10 20 40 60 80 100 125 10 20 40 60 80 100 125 10 20 40 60 80 100 125 10 20 40 60 80 100 125

A - 0,685 2 - 1,039 4 - 1,052 0 - 0,657 7 - 0,369 9 - 0,182 8 0,078 2 0,007 0 - 0,070 0 - 0,076 3 - 0,026 9 - 0,116 6 - 0,211 9 - 0,210 5 0,529 5 - 0,150 4 - 0,725 5 - 0,770 3 - 0,771 6 - 0,754 0 - 0,523 5 - 0,492 6 - 0,476 6 - 0,335 0 - 0,174 6 - 0,049 6 0,025 6 0,184 7

B 0,336 7 0,530 7 0,333 0 - 0,182 4 - 0,545 3 - 0,782 2 - 1,065 2 - 0,068 2 0,060 5 0,099 6 0,013 8 0,070 4 0,132 8 0,129 7 - 0,433 8 0,108 8 0,509 4 0,435 4 0,368 2 0,295 6 0,075 7 0,563 4 0,253 8 - 0,224 1 - 0,535 6 - 0,750 1 - 0,884 5 - 1,066 1

C 0,986 0 0,967 2 0,982 9 1,029 9 1,063 6 1,086 2 1,112 7 0,940 3 0,896 5 0,858 9 0,862 2 0,843 1 0,829 5 0,822 9 0,966 5 0,889 6 0,821 9 0,824 1 0,818 1 0,817 6 0,831 1 0,950 2 0,980 5 1,026 5 1,055 7 1,075 6 1,088 1 1,104 3

NOTE Les courbes des graphiques O.3.2-7 à O.3.2-42 peuvent être décrites par l'équation polynomiale suivante : c = MIN[(Ax2 + Bx + C) ; 1] ]

(T.O.3.3-2.2)

où x = dm / Dm Les coefficients A, B et C sont indiqués pour chaque courbe de chaque graphique en fonction du rapport Dm/es.

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Annexe P (informative) Assemblages à brides boulonnés – Application de l’EN 1591

P.1 Introduction Conformément à l’EN 13480-3, deux méthodes peuvent être utilisées pour la vérification des assemblages boulonnés :

 la méthode de Taylor Forge et  la procédure détaillée dans l’EN 1591-1 et l’ENV 1591-2. Toutefois, l’application correcte de cette norme européenne aux assemblages boulonnés nécessite des explications complémentaires. Les deux parties ci-après de la norme européenne EN 1591, établie sur la base de développements réalisés en Allemagne, définissent une procédure analytique destinée à concevoir des assemblages à brides boulonnés avec joint :

 EN 1591-1:2001, Brides et leurs assemblages — Règles de calcul des assemblages à brides circulaires avec joint — Partie 1 : Méthode de calcul ;  ENV 1591-2:2001, Brides et leurs assemblages — Règles de calcul des assemblages à brides circulaires avec joint — Partie 2 : Paramètres de joint. Cette procédure permet la vérification de l’assemblage en tenant compte de critères de résistance et de critères d’étanchéité. Les paramètres pris en compte sont les suivants :

 pression du fluide ;  résistance mécanique des brides, de la boulonnerie et du joint ;  coefficients de joint ;  efforts nominaux dans les boulons. ainsi que, contrairement à la méthode Taylor-Forge (voir 6.6) les facteurs complémentaires suivants :

 conditions de service et notamment le phénomène de fluage/relaxation ;  dispersions dues au serrage initial lorsque applicable ;  variations des efforts sur le joint dues à la déformation des divers éléments de l’assemblage ;  influence de la virole ou de la tuyauterie raccordée ;  effets des forces axiales et des moments extérieurs ;  effets de la différences de température entre les boulons et les brides.

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P.2 Domaine d’application P.2.1 Généralités La présente procédure s’applique aux configurations comportant :

 deux brides circulaires (identiques ou différentes) ;  un minimum de quatre boulons identiques (régulièrement espacés) ;  un joint circulaire entièrement situé à l’intérieur du cercle de perçage des trous de boulons. La procédure ne s’applique pas aux assemblages à contact métal-métal.

P.2.2 Matériaux Les matériaux des brides et des boulons doivent être conformes aux exigences de l’EN 13480-2 en ce qui concerne les propriétés de ductilité. Lorsque ces exigences ne sont pas respectées des contraintes nominales de calcul plus faibles doivent être utilisées.

P.2.3 Chargements Les chargements suivants sont pris en compte par la présente procédure :

 pression intérieure et extérieure du fluide ;  efforts extérieurs : forces axiales et moments de flexion (charge axiale équivalente) ;  dilatation thermique des brides, des boulons et du joint.

P.2.4 Hypothèses P.2.4.1 Les déformations de la section droite du plateau ne sont pas prises en compte. Seule la rotation de la section droite est prise en considération. P.2.4.2 Le plateau d’une bride monobloc est assemblé à une enveloppe cylindrique ou à une enveloppe cylindrique équivalente (enveloppe conique ou sphérique). P.2.4.3 La largeur effective de contact entre le joint et les brides, bGe, peut être inférieure à la largeur réelle du joint. Cette largeur effective doit être calculée pour la condition d’assise du joint et doit être considérée comme constante pour toutes les autres situations. P.2.4.4

Le module d’élasticité EG du joint est fonction de la contrainte de compression appliquée.

P.2.4.5 joint PQR.

Le comportement au fluage du joint est pris en compte par l’intermédiaire du paramètre de

P.2.4.6 Les déformations des brides, des boulons et du joint dues aux chargements thermiques et mécaniques sont prises en compte. P.2.4.7 Les moments extérieurs sont pris en compte par l’intermédiaire de charges axiales équivalentes dans les boulons. P.2.4.8 Le passage d’une situation à une autre entraîne des variations des charges dans les boulons et sur le joint.

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P.2.4.9 L’admissibilité des chargements de chaque composant est basée sur l’analyse limite qui couvre la défaillance par déformations excessives. P.2.4.10

Ce qui suit n’est pas pris en compte ou couvert par la procédure :

 rigidité en flexion des boulons ;  fluage des brides et des boulons sauf par l’intermédiaire des contraintes nominales de calcul et des coefficients de dilatation thermique ;  moments extérieurs de torsion et efforts extérieurs de cisaillement.

P.3 Application de l’EN 1591 P.3.1 Calculs L’effort de serrage minimum des boulons nécessaire pour obtenir l’étanchéité requise doit être calculé par itérations successives. Les efforts internes dus au serrage initial doivent être calculés pour chaque situation (serrage initial, situation d’essai de résistance et situations de service) et combinés avec les charges extérieures. Les coefficients de sécurité doivent être ceux définis par l'Article 5. Toutefois, pour la situation d'assise, le coefficient correspondant à la situation d'essai de résistance doit être utilisé.

P.3.2 Coefficients de joint Les joints recommandés pour les tuyauteries industrielles sont donnés dans le Tableau P.1. NOTE 1

Pour plus d’information il est recommandé de contacter le fabricant de joints.

NOTE 2

Légende des Tableaux :



NA: non applicable ;



ND: non défini.

Référence du joint: Exemple: 1-09-101-1 :

 1-09  voir Tableau P.2 ;  101-1  origine du joint (fabricant ou autre). P.3.2.1

Contrainte admissible maximum du joint Qsmax.

Les coefficients déterminés conformément à l’EN 13555 sont donnés dans les Tableaux P.2 à P.29 (température ambiante et température de service). Dans ces Tableaux :

 P est la pression d’essai appliquée à l’échantillon ;  Sai est la pression sur le joint.

329

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EN 13480-3:2012 (F) Version 2 (2013-08)

P.3.2.2 Contrainte minimum QminL à appliquer à la température ambiante (situation d’assise) afin de respecter les exigences concernant la classe d’étanchéité pour le fluide considéré.

Les valeurs déterminées conformément à l’EN 13555 (Essai d’étanchéité à l’hélium à la température ambiante) sont données dans les Tableaux P.2 à P.29. NOTE

Dans les Tableaux P.3 à P.29, QminL est donné en MPa.

P.3.2.3 Contrainte minimum QsminL à appliquer à la température ambiante (situations sous pression) afin de respecter les exigences concernant la classe d’étanchéité pour le fluide considéré.

Les valeurs déterminées conformément à l’EN 13555 (Essai d’étanchéité à l’hélium à la température ambiante) sont données dans les Tableaux P.2 à P.29. NOTE

P.3.2.4

Dans les Tableaux P.3 à P.29, QsminL est donné en MPa.

Module d’élasticité

EG est le module d’élasticité en décompression après une contrainte de compression de Q0. P.3.2.5

Paramètre de fluage/relaxation

Le paramètre PQR est donné dans les Tableaux P.2 à P.29. Ce paramètre est utilisé à la place du précédent paramètre de fluage gc dans le cas où la prochaine révision de l’EN 1591-1 le permet.

P.3.3 Serrage Le serrage initial doit être supérieur au serrage minimum requis à température ambiante afin de satisfaire aux exigences de la classe d’étanchéité pour le fluide et la pression pris en considération. Toutefois ce serrage ne doit pas conduire à une contrainte dans le joint supérieure à la valeur admissible à la température ambiante. De plus, les calculs doivent tenir compte des tolérances sur le serrage en fonction de la procédure de serrage et de l’outillage utilisé.

330

Tableau P.1 — Joints recommandés pour les tuyauteries industrielles Type de joint

Fibre

Classification selon EN 1514 (Brides PN)

1514-1

Classification selon EN 12560 (Brides Class)

12560-1

Compatibilité chimique

Tous fluides (à utiliser avec précaution en milieu vapeur : risque d’hydrolyse)

Température maximum

Pression intérieure maximum (bar)

PN max. (EN 1514)

CLASS max. (EN 12560)

Etat de surface (Ra)

250 °C

50

63

900

3,2 m à 12,5 m

50

63

900

3,2 m à 12,5 m

50

63

900

900 (sans anneau intérieur) 2500 (avec anneau intérieur)

2500

3,2 m à 6,4 m 1,6 m pour le vide

350 °C (en milieu oxydant) 550 °C avec inhibiteur ou en milieu non oxydant PTFE Pur: 120 °C PTFE Modifié 225 °C

1514-1

12560-1

Risque d’oxydation

PTFE

1514-1

12560-1

Tous fluides

12560-2

Dépend de la nature de l’insert, du matériau des spires et des anneaux (Risque d’oxydation avec insert graphite)

 600 °C (garniture vermiculite) 600 °C (garniture graphite) 250 °C (PTFE insert)

400

100 (avec anneau intérieur)

1514-6

12560-6

Dépend du matériau de revêtement et du matériau de l’âme (risque d’oxydation avec revêtement graphite)

600 °C (peut être limité à 260 °C, pour un revêtement graphite par exemple)

400

100

Métallloplastiques

1514-4 (Métallloplastiques) 1514-7 (Métallloplastiques revêtus)

Métallique massif

1514-4

12560-4 (Métallloplastiques) 12560-7 (Métallloplastiques revêtus) 12560-5 (RTJ) 12560-4 (Joints métalliques plats)

Spiralé

Striés revêtus (Kammprofil)

Torique métallique à âme élastique Graphique expansé matricé avec anneau de serrage

1514-2

3,2 m à 12,5 m 12,5 m pour P < 12 bar 6,4 m pour P > 20 bar 3,2 m pour conditions difficiles 1,6 m pour le vide

La plupart des fluides industriels

Dépend du revêtement

> 400

100

2500

0,8 m à 3,2 m (sans revêtement) 1,6 m à 12,5 m (avec revêtement)

Dépend du matériau

Elevée

500

100

2500

1,6 m

Dépend du matériau

Dépend du matériau

 400

1,6 m

600 °C

500

1,6 à 6,4 m

Tous fluides

331

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Graphite

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Tableau P.2 — Codification des joints Classification suivant EN 1514

Type de joint

Famille de joint (EN 1591-2)

Tableau de l’EN 1591-2

Tableau de la présente norme européenne

EN 1514-1

PTFE modifié

Joint plat non métallique

1

P.5 et P.6

EN 1514-1

Fibre sans amiante (aramide/verre)

Joint plat non métallique

1

P.3

EN 1514-1

Graphite expansé avec insert métallique perforé

Joint plat non métallique

1

P.4

EN 1514-2

Spiralé avec garniture graphite et avec anneau de renforcement externe

Joint spiralé

3

P.9

EN 1514-2

Spiralé avec garniture graphite et avec anneaux de renforcement interne et externe

Joint spiralé

3

P.8

EN 1514-2

Spiralé « low stress » avec garniture graphite et avec anneaux de renforcement interne et externe

Joint spiralé

3

P.7

EN 1514-4

Métalloplastique avec garniture graphite et enveloppe en acier inoxydable.

Joint métalloplastique

6

P.12

EN 1514-4

Ondulé acier inoxydable revêtu graphite

Joint ondulé revêtu

7

P.11

EN 1514-6

Strié en acier inoxydable revêtu graphite

Joint strié revêtu

2

P.10

EN 1514-7

Métalloplastique garniture graphite, enveloppe en acier inoxydable revêtu graphite avec anneau externe

Joint métalloplastique revêtu avec anneau externe

5

P.13

EN 1514-1

Joint graphite expansé avec insert métallique multicouches supportant des contraintes élevées

Joint plat avec insert métallique

1

P.14, P.27

EN 1514-1

Joint PTFE modifié

Joint plat non métallique

1

P.15, P.17, P.23

EN 1514-1

Joint fibre avec liant sans amiante eG  1 mm

Joint plat non métallique

1

P.16, P.18, P.19, P.22

EN 1514-1

Joint graphite expansé avec insert métallique perforé adhésif

Joint plat avec insert métallique

1

P.20

EN 1514-2

Joint spiralé PTFE avec anneaux interne et externe

Joint spiralé

3

P.24

EN 1514-3

Joint à enveloppe PTFE

Joint à enveloppe PTFE

1

P.28

EN 1514-4

Joint métalloplastique avec garniture graphite et enveloppe en acier inoxydable

Joint métalloplastique

6

P.26

EN 1514-4

Joint ondulé revêtu graphite

Joint ondulé revêtu

7

P.29

EN 1514-4

Joint graphite expansé avec insert métallique multicouches supportant des contraintes élevées

Joint plat avec insert métallique

1

P.14, P.27

EN 1514-6

Joint strié revêtu graphite

Joint strié revêtu

2

P.21

EN 1514-7

Métalloplastique garniture graphite enveloppe en acier inoxydable revêtu graphite avec anneau externe

Joint métalloplastique revêtu avec anneau externe

5

P.25

332

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Tableau P.3 — Joint 1-09-101-1 – Joint fibre sans amiante (aramide/verre) eG  1 mm Coefficients de joint issus des essais mécaniques Coefficient

Température

Valeurs

Ambiante

150 MPa

200 °C

60 MPa

250 °C

50 MPa

Ambiante

Charge initiale : 150 MPa Moyenne pour gc: 0,72

200 °C

Charge initiale : 60 MPa Moyenne pour gc: 0,29

250 °C

Charge initiale : 50 MPa Moyenne pour gc: 0,28

Ambiante

Charge initiale : 150 MPa Moyenne pour PQR: 0,985

200 °C

Charge initiale : 60 MPa Moyenne pour PQR: 0,805

250 °C

Charge initiale : 50 MPa Moyenne pour PQR: 0,775

Qsmax

gc (pour une rigidité simulée de 500 kN/mm)

PQR (pour une rigidité simulée de 500 kN/mm)

EG Q0

Ambiante

200 °C

250 °C

20 MPa

979 MPa

4 898 MPa

3 731 MPa

30 MPa

1 414 MPa

40 MPa

2 153 MPa

4 990 MPa

4 159 MPa

50 MPa

2 972 MPa

60 MPa

4 182 MPa

6 023 MPa

4 024 MPa

80 MPa

8 412 MPa

100 MPa

15 159 MPa

120 MPa

26 392 MPa

140 MPa

40 379 MPa

333

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Tableau P.3 (fin) Classe d’étanchéité issue des essais d’étanchéité P = 10 bar – Valeurs obtenues à partir d’essais simplifiés Sa1=320 MPa

Classe d’étanchéité

QminL

Haute étanchéité

15,5

10

Très haute étanchéité

60

10

QsminL,Sa1

P = 40 bar – Moyenne des valeurs obtenues à partir d’essais complets Classe d’étanchéité

QminL

Sa1  20 MPa

Sa2  40 MPa

QsminL,Sa1

Sa3  60 MPa

Sa4  80 MPa

Sa5  105 MPa

Sa6  160 MPa

QsminL,Sa2

QsminL,Sa3

QsminL,Sa4

QsminL,Sa5

QsminL,Sa6

Normale

11,6

10

10

10

10

10

10

Haute étanchéité

34,5

NA

10

10

10

10

10

Très haute étanchéité

81

NA

NA

NA

40

33

17

P = 80 bar – Moyenne des valeurs obtenues à partir d’essais complets et d’essais simplfiés

Classe d’étanchéité

334

QminL

Sa1 20 MPa

Sa2  40 MPa

Sa3 60 MPa

Sa4 80 MPa

Sa5 105 MPa

Sa6 160 MPa

QsminL,Sa1

QsminL,Sa2

QsminL,Sa3

QsminL,Sa4

QsminL,Sa5

QsminL,Sa6

Normale

10

10

10

10

10

10

10

Haute étanchéité

43

NA

10

10

10

10

10

Très étanchéité

95

NA

NA

NA

NA

38

19,4

haute

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Tableau P.4 — Joint 1-05-101-1 – Joint graphite expansé avec insert métallique perforé Coefficients de joint issus des essais mécaniques Coefficient

Qsmax

Température

Valeurs

Ambiante

200 MPa

200 °C

150 MPa

300 °C

140 MPa

450 °C

120 MPa

Ambiante

Charge initiale : 200 MPa Moyenne pour gc: 0,98

300 °C

Charge initiale : 140 MPa Moyenne pour gc: 0,12

450 °C

Charge initiale : 120 MPa Moyenne pour gc: 0,08

Ambiante

Charge initiale : 200 MPa Moyenne pour PQR: 1

300 °C

Charge initiale : 140 MPa Moyenne pour PQR: 0,775

450 °C

Charge initiale : 120 MPa Moyenne pour PQR: 0,62

gc (pour une rigidité simulée de 500 kN/mm)

PQR (pour une rigidité simulée de 500 kN/mm)

EG Q0 Ambiante

200 °C

300 °C

450 °C

20 MPa

198 MPa

591 MPa

416 MPa

943 MPa

30 MPa

397 MPa

40 MPa

675 MPa

1 579 MPa

1 396 MPa

2 482 MPa

50 MPa

1 043 MPa

60 MPa

1 536 MPa

2 493 MPa

2 423 MPa

3 833 MPa

80 MPa

2 804 MPa

3 437 MPa

3 828 MPa

4 706 MPa

100 MPa

4 738 MPa

4 258 MPa

5 542 MPa

4 799 MPa

120 MPa

7 083 MPa

4 871 MPa

5 968 MPa

140 MPa

10 447 MPa

160 MPa

13 992 MPa

335

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Tableau P.4 (fin) Classe d’étanchéité issue des essais d’étanchéité P = 10 bar – Moyenne des valeurs obtenues à partir de deux essais simplifiés Sa1=140 MPa

Classe d’étanchéité

QminL

Haute étanchéité

23

10

Très haute étanchéité

93

16

QsminL,Sa1

P = 40 bar – Moyenne des valeurs obtenues à partir d’essais complets Classe d’étanchéité

QminL

Sa1 20 MPa

Sa2 40 MPa

Sa3 60 MPa

Sa4 80 MPa

Sa5 105 MPa

Sa6 160 MPa

QsminL,Sa1

QsminL,Sa2

QsminL,Sa3

QsminL,Sa4

QsminL,Sa5

QsminL,Sa6

Normale

10

10

10

10

10

10

10

Haute étanchéité

41

NA

10

10

10

10

10

Très haute étanchéité

139

NA

NA

NA

NA

NA

95

P = 80 bar –Valeurs obtenues à partir d’essais simplifiés Classe d’étanchéité Haute étanchéité

336

QminL 60

Sa1=140 MPa QsminL,Sa1 10

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Tableau P.5 — Joint 1-10-100-1 – Joint PTFE modifié Coefficients de joint issus des essais mécaniques Coefficient

Qsmax

Température

Valeurs

Ambiante

50 MPa

175 °C

40 MPa

225 °C

25 MPa

Ambiante

Charge initiale : 50 MPa Moyenne pour gc: 0,31

175 °C

Charge initiale : 40 MPa Moyenne pour gc: 0,06

225 °C

Charge initiale : 25 MPa Moyenne pour gc: 0,08

Ambiante

Charge initiale : 50 MPa Moyenne pour PQR: 0,84

175 °C

Charge initiale : 40 MPa Moyenne pour PQR: 0,41

225 °C

Charge initiale : 25 MPa Moyenne pour PQR: 0,365

gc (pour une rigidité simulée de 500 kN/mm)

PQR (pour une rigidité simulée de 500 kN/mm)

EG Q0 Ambiante

175 °C

225 °C

20 MPa

2 170 MPa

826 MPa

614 MPa

30 MPa

2 986 MPa

40 MPa

8 625 MPa

1 254 MPa

809 MPa

1 335 MPa

864 MPa

60 MPa

337

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Tableau P.5 (fin) Classe d’étanchéité issue des essais d’étanchéité P = 10 bar – Moyenne des valeurs obtenues à partir d’essais complets Sa1 20 MPa

Sa2 40 MPa

Sa3 60 MPa

Sa4 80 MPa

QsminL,Sa1

QsminL,Sa2

QsminL,Sa3

QsminL,Sa4

10

10

10

10

10

17

10

10

10

10

Classe d’étanchéité

QminL

Haute étanchéité Très haute étanchéité

P = 40 bar – Moyenne des valeurs obtenues pour les quatre essais ou valeur choisie parmi les résultats de ces quatre essais Sa1= 20 MPa

Sa2= 40 MPa

Sa3=6 0 MPa

Sa4=8 0 MPa

QsminL,Sa1

QsminL,Sa2

QsminL,Sa3

QsminL,Sa4

10

10

10

10

10

Haute étanchéité

12

10

10

10

10

Très haute étanchéité

42

NA

38

10

10

Classe d’étanchéité

QminL

Normale

P = 80 bar – Valeurs d’essai

338

Sa1= 80 MPa

Classe d’étanchéité

QminL

Haute étanchéité

22

10

Très haute étanchéité

37

10

QsminL,Sa1

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Tableau P.6 — Joint 1-10-102-1 – Joint PTFE modifié Coefficients de joint issus des essais mécaniques Coefficient

Qsmax

Température

Valeurs

Ambiante

60 MPa

175 °C

60 MPa

225 °C

60 MPa

Ambiante

Charge initiale : 60 MPa Moyenne pour gc: 0,44

175 °C

Charge initiale : 60 MPa Moyenne pour gc: 0,09

225 °C

Charge initiale : 60 MPa Moyenne pour gc: 0,06

Ambiante

Charge initiale : 60 MPa Moyenne pour PQR: 0,895

175 °C

Charge initiale : 60 MPa Moyenne pour PQR: 0,5

225 °C

Charge initiale : 60 MPa Moyenne pour PQR: 0,42

gc (pour une rigidité simulée de 500 kN/mm)

PQR (pour une rigidité simulée de 500 kN/mm)

EG Q0 Ambiante

175 °C

225 °C

20 MPa

1 924 MPa

1 164 MPa

1 263 MPa

30 MPa

2 587 MPa

40 MPa

3 894 MPa

50 MPa

6 378 MPa

60 MPa

9 750 MPa

1 569 MPa 1 682 MPa

2 178 MPa 2 553 MPa

2 217 MPa

3 170 MPa

339

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Tableau P.6 (fin) Classe d’étanchéité issue des essais d’étanchéité P = 10 bar – Moyenne des valeurs obtenues à partir d’essais complets Sa1= 20 MPa

Sa2= 40 MPa

Sa3= 60 MPa

Sa4= 80 MPa

QsminL,Sa1

QsminL,Sa2

QsminL,Sa3

QsminL,Sa4

10

10

10

10

10

Haute étanchéité

17,3

11

10

10

10

Très haute étanchéité

38,3

NA

17,2

10

10

Classe d’étanchéité

QminL

Normale

P = 40 bar – Moyenne des valeurs obtenues à partir d’essais complets Sa1= 20 MPa

Sa2= 40 MPa

Sa3= 60 MPa

Sa4= 80 MPa

QsminL,Sa1

QsminL,Sa2

QsminL,Sa3

QsminL,Sa4

16,4

10

10

10

10

31

NA

10

10

10

Classe d’étanchéité

QminL

Haute étanchéité Très haute étanchéité

P = 80 bar – Valeurs obtenues à partir d’essais simplifiés

340

Sa1= 80 MPa

Classe d’étanchéité

QminL

Haute étanchéité

26,2

10

Très haute étanchéité

39,3

10

QsminL,Sa1

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Tableau P.7 — Joint 3-05-102-1 – Joint spiralé graphite à faible contrainte avec anneaux interne et externe Coefficients de joint issus des essais mécaniques Coefficient

Température

Valeurs

Ambiante

126 MPa

300 °C

126 MPa

450 °C

126 MPa

Ambiante

Charge initiale : 60 MPa Moyenne pour gc: 0,98

300 °C

Charge initiale : 60 MPa Procédure inadaptée pour ce type de joint à cette température

450 °C

Charge initiale : 60 MPa Procédure inadaptée pour ce type de joint à cette température

PQR

Ambiante

Charge initiale : 60 MPa Moyenne pour PQR: 0,995

(pour une rigidité simulée de 500 kN/mm)

300 °C

-

450 °C

-

Qsmax

gc (pour une rigidité simulée de 500 kN/mm)

EG Q0 Ambiante

200 °C

300 °C

450 °C

20 MPa

725 MPa

843 MPa

942 MPa

850 MPa

30 MPa

996 MPa

40 MPa

1 207 MPa

1 809 MPa

1 988 MPa

2 259 MPa

50 MPa

1 703 MPa

60 MPa

2 268 MPa

4 211 MPa

3 776 MPa

3 840 MPa

8 537 MPa

6 992 MPa

4 945 MPa

80 MPa

341

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Tableau P.7 (fin) Classe d’étanchéité issue des essais d’étanchéité P = 10 bar – Valeurs obtenues à partir d’essais simplifiés Sa1=80 MPa

Classe d’étanchéité

QminL

Normale

10

10

Haute étanchéité

10

10

QsminL,Sa1

P = 40 bar – Moyenne des valeurs obtenues à partir d’essais complets Classe d’étanchéité

Sa1= 20 MPa

Sa2= 40 MPa

Sa3= 60 MPa

Sa4= 80 MPa

Sa5= 105 MPa

Sa6= 160 MPa

Sa7= 320 MPa

QsminL,Sa1

QsminL,Sa2

QsminL,Sa3

QsminL,Sa4

QsminL,Sa5

QsminL,Sa6

QsminL,Sa7

QminL

Haute étanchéité

19

10

10

10

10

10

10

10

Très haute étanchéité

140

NA

NA

NA

NA

NA

82,5

87,5

P = 80 bar – Valeurs obtenues à partir d’essais simplifiés

342

Sa1= 320 MPa

Classe d’étanchéité

QminL

Normale

10

10

Haute étanchéité

32,5

10

Très haute étanchéité

230,6

229,6

QsminL,Sa1

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Tableau P.8 — Joint 3-04-104-1 – Joint spiralé graphite avec anneaux interne et externe Coefficients de joint issus des essais mécaniques Coefficient

Qsmax

Température

Valeurs

Ambiante

138 MPa

300 °C

250 MPa

450 °C

220 MPa

Ambiante

Charge initiale : 300 MPa Moyenne pour gc: 0,92

300°C

Charge initiale : 250 MPa Moyenne pour gc: 0,52

450°C

Charge initiale : 220 MPa Moyenne pour gc: 0,54

Ambiante

Charge initiale : 300 MPa Moyenne pour PQR: 1

300 °C

Charge initiale : 250 MPa Moyenne pour PQR: 0,94

450 °C

Charge initiale : 220 MPa Moyenne pour PQR: 0,92

gc (pour une rigidité simulée de 500 kN/mm)

PQR (pour une rigidité simulée de 500 kN/mm)

EG

Q0 Ambiante

300 °C

450 °C

20 MPa

1 233 MPa

1 423 MPa

1 489 MPa

30 MPa

1 620 MPa

40 MPa

1 916 MPa

2 790 MPa

3 013 MPa

50 MPa

2 316 MPa

3 997 MPa

60 MPa

2 719 MPa

4 203 MPa

4 739 MPa

80 MPa

3 372 MPa

4 291 MPa

6 156 MPa

99 MPa

3 987 MPa

5 205 MPa

7 428 MPa

120 MPa

4 793 MPa

6 111 MPa

8 525 MPa

140 MPa

5 808 MPa

6 972 MPa

9 297 MPa

160 MPa

7 024 MPa

7 938 MPa

10 206 MPa

180 MPa

8 520 MPa

9 661 MPa

10 968 MPa

9 865 MPa

11 608 MPa 12 141 MPa

200 MPa 220 MPa

12 783 MPa

10 761 MPa

240 MPa

15 577 MPa

11 638 MPa

260 MPa

19 291 MPa

280 MPa

24 069 MPa

300 MPa

30 036 MPa

343

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Tableau P.8 (fin) Classe d’étanchéité issue des essais d’étanchéité P = 40 bar – Moyenne des valeurs obtenues à partir d’essais complets Classe d’étanchéité

Sa3

Sa1 40 MPa

Sa2 60 MPa

80 MPa

Sa4 105 MPa

Sa5 160 MPa

Sa6 320 MPa

QsminL,Sa1

QsminL,Sa2

QsminL,Sa3

QsminL,Sa4

QsminL,Sa5

QsminL,Sa6

QminL

Normale

10

NA

10

10

10

10

10

Haute étanchéité

25

10

10

10

10

10

10

Très haute étanchéité

81

NA

NA

NA

62,4

35

26

P = 80 bar – Valeurs obtenues à partir d’essais simplifiés Sa1 320 MPa

Classe d’étanchéité

QminL

Normale

10

10

Haute étanchéité

48

10

Très haute étanchéité

143,2

51

QsminL,Sa1

P = 160 bar – Valeurs obtenues à partir d’essais simplifiés

344

Sa1 160 MPa

Classe d’étanchéité

QminL

Normale

10

10

Haute étanchéité

44,6

10

Très haute étanchéité

158,9

157,3

QsminL,Sa1

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Tableau P.9 — Joint 3-03-100-1 – Joint spiralé graphite avec anneau externe Coefficients de joint issus des essais mécaniques Coefficient

Température

Valeurs

Ambiante

125 MPa

300 °C

125 MPa

450 °C

125 MPa

Ambiante

Charge initiale : 125 MPa Moyenne pour gc: 0,95

300 °C

Charge initiale : 125 MPa Procédure inadaptée pour ce type de joint à cette température

450 °C

Charge initiale : 125 MPa Procédure inadaptée pour ce type de joint à cette température

PQR

Ambiante

Charge initiale : 125 MPa Moyenne pour PQR: 0,99

(pour une rigidité simulée de 500 kN/mm)

300 °C

Charge initiale : 125 MPa

450 °C

Charge initiale : 125 MPa

Qsmax

gc (pour une rigidité simulée de 500 kN/mm)

EG Q0 Ambiante

300 °C

450 °C

20 MPa

1 854 MPa

2 904 MPa

2 299 MPa

30 MPa

1 975 MPa

40 MPa

2 158 MPa

3 359 MPa

4 094 MPa

49 MPa

2 563 MPa

59 MPa

2 892 MPa

4 694 MPa

6 081 MPa

79 MPa

3 643 MPa

6 874 MPa

7 835 MPa

99 MPa

4 714 MPa

10 291 MPa

9 943 MPa

120 MPa

6 147 MPa

15 117 MPa

11 529 MPa

345

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Tableau P.9 (fin) Classe d’étanchéité issue des essais d’étanchéité P = 10 bar – Valeurs obtenues à partir d’essais simplifiés Sa1= 160 MPa

Classe d’étanchéité

QminL

Normale

10

10

Haute étanchéité

63,4

10

Très haute étanchéité

98

24

QsminL,Sa1

P = 40 bar – Moyenne des valeurs obtenues à partir d’essais complets Sa1 20 MPa

Sa2 40 MPa

Sa3 60 MPa

Sa4 80 MPa

Sa5 105 MPa

Sa6 160 MPa

QsminL,Sa1

QsminL,Sa2

QsminL,Sa3

QsminL,Sa4

QsminL,Sa5

QsminL,Sa6

30

NA

10

10

10

10

10

Haute étanchéité

62

NA

NA

NA

19

10

10

Très haute étanchéité

126

NA

NA

NA

NA

NA

71

Classe d’étanchéité

QminL

Normale

P = 80 bar – Moyenne des valeurs obtenues à partir d’essais complets et d’essais simplfiés

Classe d’étanchéité

346

QminL

Sa1= 40 MPa

Sa2= 60 MPa

Sa3= 80 MPa

Sa4= 105 MPa

Sa5= 160 MPa

QsminL,Sa1

QsminL,Sa2

QsminL,Sa3

QsminL,Sa4

QsminL,Sa5

Normale

34,5

10

10

10

10

11

Haute étanchéité

71

NA

NA

25,2

17

15,5

Très haute étanchéité

104,4

NA

NA

NA

100

40

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Tableau P.10 — Joint 2-05-104-1 – Joint strié revêtu pour utilisation avec des brides en acier (graphite/acier inoxydable) Coefficients de joint issus des essais mécaniques Coefficient

Qsmax

Température

Valeurs

Ambiante

600 MPa

300 °C

450 MPa

450 °C

400 MPa

Ambiante

Charge initiale : 600 MPa Moyenne pour gc: 0,62

300 °C

Charge initiale : 450 MPa Moyenne pour gc: 0,20

450 °C

Charge initiale : 400 MPa Moyenne pour gc: 0,03

Ambiante

Charge initiale : 600 MPa Moyenne pour PQR: 1

300 °C

Charge initiale : 450 MPa Moyenne pour PQR: 0,94

450 °C

Charge initiale : 400 MPa Moyenne pour PQR: 0,8

gc (pour une rigidité simulée de 500 kN/mm)

PQR (pour une rigidité simulée de 500 kN/mm)

347

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Tableau P.10 (suite) EG

Q0

348

Ambiante

300 °C

450 °C

20 MPa

3 273 MPa

13 379 MPa

12 923 MPa

30 MPa

3 598 MPa

40 MPa

4 369 MPa

19 157 MPa

20 649 MPa

50 MPa

5 722 MPa

60 MPa

7 391 MPa

30 932 MPa

58 406 MPa

80 MPa

12 085 MPa

52 885 MPa

73 918 MPa

100 MPa

16 774 MPa

68 786 MPa

119 MPa

22 854 MPa

141 110 MPa

140 MPa

32 441 MPa

160 MPa

35 528 MPa

180 MPa

38 537 MPa

220 MPa

43 875 MPa

240 MPa

45 988 MPa

260 MPa

45 757 MPa

280 MPa

46 222 MPa

300 MPa

46 530 MPa

320 MPa

46 662 MPa

340 MPa

45 542 MPa

360 MPa

46 350 MPa

380 MPa

45 590 MPa

400 MPa

44 702 MPa

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Tableau P.10 (fin) Classe d’étanchéité issue des essais d’étanchéité P  40 bar  Moyenne des valeurs obtenues à partir d’essais complets Sa1 20 MPa

Sa2 40 MPa

Sa3 60 MPa

Sa4 80 MPa

Sa5 105 MPa

Sa6 160 MPa

Sa7 320 MPa

QsminL,Sa1

QsminL,Sa2

QsminL,Sa3

QsminL,Sa4

QsminL,Sa5

QsminL,Sa6

QsminL,Sa7

11,7

12

16,5

18

14

13

16,9

10

47

NA

NA

46

30,5

31

34

32

Classe d’étanchéité

QminL

Haute étanchéité Très haute étanchéité

P  80 bar  Valeurs obtenues à partir d’essais complets Sa1 20 MPa

Sa2 40 MPa

Sa3 60 MPa

Sa4 80 MPa

Sa5 105 MPa

Sa6 160 MPa

Sa7 320 MPa

QsminL,Sa1

QsminL,Sa2

QsminL,Sa3

QsminL,Sa4

QsminL,Sa5

QsminL,Sa6

QsminL,Sa7

10

10

10

10

10

10

10

10

Haute étanchéité

44,7

NA

NA

31,6

24,3

22,8

10

20

Très haute étanchéité

59,7

NA

NA

NA

50

46,1

42,2

54,9

Classe d’étanchéité

QminL

Normale

P = 160 bar – Valeurs obtenues à partir d’essais simplifiés Sa1=160 MPa

Classe d’étanchéité

QminL

Normale

37,4

10

Haute étanchéité

62,1

42,8

Très haute étanchéité

76

81,7

QsminL,Sa1

349

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Tableau P.11 — Joint 7-01-104-1 – Joint ondulé revêtu (graphite/acier inoxydable) Coefficients de joint issus des essais mécaniques Coefficient

Qsmax

Température

Valeurs

Ambiante

400 MPa

300 °C

200 MPa

450 °C

180 MPa

Ambiante

Charge initiale : 400 MPa Moyenne pour gc: 0,89

300 °C

Charge initiale : 200 MPa Moyenne pour gc: 0,05

450 °C

Charge initiale : 180 MPa Moyenne pour gc: 0,04

Ambiante

Charge initiale : 400 MPa Moyenne pour PQR: 1

300 °C

Charge initiale : 200 MPa Moyenne pour PQR: 0,72

450 °C

Charge initiale : 180 MPa Moyenne pour PQR: 0,525

gc (pour une rigidité simulée de 500 kN/mm)

PQR (pour une rigidité simulée de 500 kN/mm)

350

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Tableau P.11 (suite) EG Q0 Ambiante

300 °C

450 °C

20 MPa

1 498 MPa

3 559 MPa

2 933 MPa

30 MPa

1 822 MPa

40 MPa

2 134 MPa

4 518 MPa

4 903 MPa

50 MPa

2 221 MPa

60 MPa

1 968 MPa

4 823 MPa

5 113 MPa

80 MPa

2 824 MPa

6 942 MPa

5 530 MPa

100 MPa

3 968 MPa

7 662 MPa

5 528 MPa

119 MPa

5 185 MPa

7 821 MPa

5 394 MPa

140 MPa

6 804 MPa

7 812 MPa

5 302 MPa

160 MPa

8 046 MPa

7 388 MPa

5 061 MPa

180 MPa

9 489 MPa

7 292 MPa

4 968 MPa

220 MPa

11 783 MPa

240 MPa

12 563 MPa

260 MPa

13 503 MPa

280 MPa

14 674 MPa

300 MPa

15 757 MPa

320 MPa

16 802 MPa

340 MPa

17 370 MPa

360 MPa

18 350 MPa

380 MPa

18 806 MPa

400 MPa

19 316 MPa

351

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Tableau P.11 (fin) Classe d’étanchéité issue des essais d’étanchéité P = 40 bar – Moyenne des valeurs obtenues à partir d’essais complets Sa1= 20 MPa

Sa2= 40 MPa

Sa3= 60 MPa

Sa4= 80 MPa

Sa5= 105 MPa

Sa6= 160 MPa

Sa7= 320 MPa

QsminL,Sa1

QsminL,Sa2

QsminL,Sa3

QsminL,Sa4

QsminL,Sa5

QsminL,Sa6

QsminL,Sa7

11,2

10

10

10

10

10

10

17

20,9

NA

33

13

17

27

23,8

31,6

Classe d’étanchéité

QminL

Haute étanchéité Très haute étanchéité

P = 80 bar – Valeurs obtenues à partir d’essais simplifiés Classe d’étanchéité

QminL

Très haute étanchéité

74,9

Sa1=320 MPa QsminL,Sa1 10

P = 160 bar – Valeurs obtenues à partir des essais simplifiés

352

Classe d’étanchéité

QminL

Très haute étanchéité

30

Sa1=160 MPa QsminL,Sa1 20

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Tableau P.12 — Joint 6-04-103-1 – Joint métalloplastique avec garniture graphite et enveloppe en acier inoxydable Coefficients de joint issus des essais mécaniques Coefficient

Qsmax

Température

Valeurs

Ambiante

400 MPa

300 °C

400 MPa

450 °C

400 MPa

Ambiante

Charge initiale : 400 MPa Moyenne pour gc: 0,77

300 °C

Charge initiale : 400 MPa Moyenne pour gc: 0,07

450 °C

Charge initiale : 400 MPa Moyenne pour gc: 0,03

Ambiante

Charge initiale : 400 MPa Moyenne pour PQR: 1

300 °C

Charge initiale : 400 MPa Moyenne pour PQR: 0,93

450 °C

Charge initiale : 400 MPa Moyenne pour PQR: 0,865

gc (pour une rigidité simulée de 500 kN/mm)

PQR (pour une rigidité simulée de 500 kN/mm)

353

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Tableau P.12 (suite) EG Q0

354

Ambiante

300 °C

450 °C

20 MPa

696 MPa

1 004 MPa

1 033 MPa

30 MPa

1 126 MPa

40 MPa

1 718 MPa

2 120 MPa

2 434 MPa

50 MPa

2 435 MPa

60 MPa

3 334 MPa

3 402 MPa

3 845 MPa

80 MPa

5 787 MPa

4 521 MPa

5 021 MPa

100 MPa

9 029 MPa

5 405 MPa

5 977 MPa

119 MPa

13 855 MPa

6 296 MPa

6 513 MPa

140 MPa

19 811 MPa

7 048 MPa

7 108 MPa

160 MPa

28 779 MPa

7 886 MPa

7 252 MPa

180 MPa

40 961 MPa

8 547 MPa

7 682 MPa

200 MPa

9 349 MPa

7 888 MPa

220 MPa

10 041 MPa

8 305 MPa

240 MPa

10 584 MPa

8 677 MPa

260 MPa

11 219 MPa

8 833 MPa

280 MPa

12 059 MPa

9 322 MPa

300 MPa

12 474 MPa

9 610 MPa

320 MPa

13 783 MPa

9 856 MPa

340 MPa

14 286 MPa

10 162 MPa

360 MPa

15 491 MPa

10 808 MPa

380 MPa

17 411 MPa

10 726 MPa

400 MPa

17 061 MPa

11 381 MPa

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Tableau P.12 (fin) Classe d’étanchéité issue des essais d’étanchéité P = 40 bar – Moyenne des valeurs obtenues à partir d’essais complets Classe d’étanchéité

QminL

Sa1= 40 MPa

Sa2= 60 MPa

Sa3= 80 MPa

Sa4= 100 MPa

Sa5= 160 MPa

Sa6= 320 MPa

QsminL,Sa1

QsminL,Sa2

QsminL,Sa3

QsminL,Sa4

QsminL,Sa5

QsminL,Sa6

Normale

54,7

36,4

26

23,4

21,3

10

10

Haute étanchéité

171

NA

NA

NA

NA

NA

34,8

P = 80 bar – Valeurs obtenues à partir d’essais simplifiés Classe d’étanchéité

QminL

Sa1=320 MPa QsminL,Sa1

Normale

62,6

20

Haute étanchéité

287,4

40,3

P = 160 bar – Valeurs obtenues à partir d’essais simplifiés Classe d’étanchéité

Normale

QminL 120

Sa1=160 MPa QsminL,Sa1 NA

355

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Tableau P.13 — Joint 5-05-103-1 – Joint Métalloplastique garniture graphite, enveloppe en acier inoxydable, revêtu graphite avec anneau externe Coefficients de joint issus des essais mécaniques Coefficient

Qsmax

Température

Valeurs

Ambiante

171 MPa

300 °C

171 MPa

450 °C

171 MPa Charge initiale : 47 MPa Moyenne pour gc: 0,92

Ambiante

Charge initiale : 80 MPa Moyenne pour gc: 0,95 Charge initiale : 47 MPa Procédure inadaptée pour ce type de joint à cette température

gc (pour une rigidité simulée de 500 kN/mm)

300 °C

Charge initiale : 80 MPa Procédure inadaptée pour ce type de joint à cette température

450 °C

Charge initiale : 80 MPa Procédure inadaptée pour ce type de joint à cette température

Ambiante

Moyenne pour PQR: 0,985

PQR (pour une rigidité simulée de 500 kN/mm)

EG Q0

356

Ambiante

300 °C

450 °C

20 MPa

534 MPa

680 MPa

253 MPa

30 MPa

963 MPa

40 MPa

1 243 MPa

1 637 MPa

758 MPa

50 MPa

1 629 MPa

60 MPa

2 038 MPa

3 002 MPa

1 625 MPa

80 MPa

3 395 MPa

5 831 MPa

2 763 MPa

100 MPa

5 381 MPa

11 047 MPa

4 563 MPa

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Tableau P.13 (fin) Classe d’étanchéité issue des essais d’étanchéité P = 40 bar – Valeurs d’essais Sa1= 20 MPa

Sa2= 40 MPa

Sa3= 60 MPa

Sa4= 80 MPa

Sa5= 105 MPa

Sa6= 160 MPa

Sa7= 320 MPa

QsminL,Sa1

QsminL,Sa2

QsminL,Sa3

QsminL,Sa4

QsminL,Sa5

QsminL,Sa6

QsminL,Sa7

13,7

10

10

10

10

10

10

10

217,5

NA

NA

NA

NA

NA

NA

130,8

Classe d’étanchéité

QminL

Haute étanchéité Très haute étanchéité

P = 80 bar – Valeurs obtenues à partir d’essais simplifiés Classe d’étanchéité

QminL

Haute étanchéité

31,6

Sa1=320 MPa QsminL,Sa1 10

P = 160 bar – Valeurs obtenues à partir d’essais simplifiés Classe d’étanchéité

QminL

Haute étanchéité

72,9

Sa1=160 MPa QsminL,Sa1 32

357

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Tableau P.14 — Joint 1-07-001-1 – Joint graphite expansé avec insert métalliques multicouches supportant des contraintes élevées Coefficients de joint issus des essais mécaniques Coefficient

Qsmax

Température

Valeurs

Ambiante

240 MPa

300 °C

240 MPa

400 °C

240 MPa

Room

Charge initiale : 120 MPa Moyenne pour gc: 1

300 °C

Charge initiale : 120 MPa Moyenne pour gc: 1

400 °C

Charge initiale : 120 MPa Moyenne pour gc: 0,73

Ambiante

Charge initiale : 120 MPa Moyenne pour PQR: 1

300 °C

Charge initiale : 120 MPa Moyenne pour PQR: 1

400 °C

Charge initiale : 120 MPa Moyenne pour PQR: 0,98

gc (pour une rigidité simulée de 500 kN/mm)

PQR (pour une rigidité simulée de 500 kN/mm)

EG Q0

358

Ambiante

300 °C

400 °C

20 MPa

352 MPa

371 MPa

438 MPa

30 MPa

679 MPa

526 MPa

793 MPa

40 MPa

1 041 MPa

734 MPa

958 MPa

50 MPa

1 117 MPa

1 177 MPa

1 121 MPa

60 MPa

1 424 MPa

1 287 MPa

1 912 MPa

80 MPa

1 496 MPa

1 588 MPa

2 803 MPa

100 MPa

1 803 MPa

2 107 MPa

2 057 MPa

120 MPa

1 904 MPa

3 371 MPa

2 498 MPa

140 MPa

2 340 MPa

2 853 MPa

2 948 MPa

160 MPa

2 371 MPa

2 722 MPa

3 334 MPa

180 MPa

2 272 MPa

3 567 MPa

3 145 MPa

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Tableau P.14 (fin) Classe d’étanchéité issue des essais d’étanchéité P = 10 bar – Valeurs obtenues à partir d’essais simplifiés

a

Sa1=160 MPa

Classe d’étanchéité

QminL

Haute étanchéité

10

NC

Très haute étanchéité

83

10 a

QsminL,Sa1

La valeur minimum de la contrainte dans le joint est toujours égale à 10 MPa

P = 40 bar – Moyenne des valeurs obtenues à partir d’essais complets

Classe d’étanchéité

a

QminL

Sa1= 40 MPa

Sa2= 60 MPa

Sa3= 80 MPa

Sa4= 100 MPa

Sa5= 160 MPa

QsminL,Sa1

QsminL,Sa2

QsminL,Sa3

QsminL,Sa4

QsminL,Sa5

Haute étanchéité

30

10 a

10 a

10 a

10 a

NC

Très haute étanchéité

120

NC

NC

NC

NC

38

La valeur minimum de la contrainte dans le joint est toujours égale à 10 MPa

359

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Tableau P.15 — Joint 1-10-001-1 – Joint PTFE modifié Coefficients de joint issus des essais mécaniques Coefficient

Qsmax

Température

Valeurs

Ambiante

240 MPa

150 °C

240 MPa

225 °C

240 MPa

Ambiante

Charge initiale : 120 MPa Moyenne pour gc: 0,31

150 °C

Charge initiale : 120 MPa Moyenne pour gc: 0,07

225 °C

Charge initiale : 120 MPa Moyenne pour gc: 0,05

Ambiante

Charge initiale : 120 MPa Moyenne pour PQR: 0,9

150 °C

Charge initiale : 120 MPa Moyenne pour PQR: 0,6

225 °C

Charge initiale : 120 MPa Moyenne pour PQR: 0,5

gc (pour une rigidité simulée de 500 kN/mm)

PQR (pour une rigidité simulée de 500 kN/mm)

EG Q0

360

Ambiante

150 °C

225 °C

20 MPa

2 175 MPa

2 023 MPa

1 291 MPa

40 MPa

2 552 MPa

2 161 MPa

1 458 MPa

60 MPa

3 577 MPa

2 257 MPa

2 243 MPa

80 MPa

5 753 MPa

2 764 MPa

1 764 MPa

100 MPa

4 057 MPa

2 739 MPa

1 861 MPa

120 MPa

3 942 MPa

2 404 MPa

2 850 MPa

140 MPa

4 420 MPa

2 596 MPa

1 777 MPa

160 MPa

4 022 MPa

2 376 MPa

1 533 MPa

180 MPa

3 063 MPa

2 847 MPa

1 595 MPa

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Tableau P.15 (fin) Classe d’étanchéité issue des essais d’étanchéité P = 10 bar – Valeurs obtenues à partir d’essais simplifiés Classe d’étanchéité

QminL

Très haute étanchéité

12

Sa1 QsminL,Sa1 NC

P = 40 bar – Moyenne des valeurs obtenues à partir d’essais complets

Classe d’étanchéité

Très haute étanchéité a

QminL 20

Sa1= 20 MPa

Sa2= 40 MPa

Sa3= 60 MPa

Sa4= 80 MPa

QsminL,Sa1

QsminL,Sa2

QsminL,Sa3

QsminL,Sa4

14

10 a

10 a

10 a

La valeur minimum de la contrainte dans le joint est toujours égale à 10 MPa

361

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Tableau P.16 — Joint 1-09-002-1 – Joint fibre avec liant sans amiante eG  1 mm Coefficients de joint issus des essais mécaniques Coefficient

Qsmax

Température

Valeurs

Ambiante

240 MPa

175 °C

240 MPa

250 °C

80 MPa

Ambiante

Charge initiale : 120 MPa Moyenne pour gc: 0,72

175 °C

Charge initiale : 80 MPa Moyenne pour gc: 0,18

250 °C

Charge initiale : 80 MPa Moyenne pour gc: 0,08

Ambiante

Charge initiale : 120 MPa Moyenne pour PQR: 1

175 °C

Charge initiale : 80 MPa Moyenne pour PQR: 0,8

250 °C

Charge initiale : 80 MPa Moyenne pour PQR: 0,6

gc (pour une rigidité simulée de 500 kN/mm)

PQR (pour une rigidité simulée de 500 kN/mm)

EG Q0

362

Ambiante

175 °C

250 °C

20 MPa

1 512 MPa

1 847 MPa

2 575 MPa

40 MPa

2 006 MPa

1 911 MPa

2 063 MPa

60 MPa

2 668 MPa

3 218 MPa

3 392 MPa

80 MPa

3 290 MPa

3 342 MPa

2 967 MPa

100 MPa

3 997 MPa

2 909 MPa

3 417 MPa

120 MPa

4 296 MPa

3 503 MPa

2 903 MPa

140 MPa

4 578 MPa

3 405 MPa

2 848 MPa

160 MPa

5 187 MPa

2 960 MPa

3 006 MPa

180 MPa

4 529 MPa

2 946 MPa

3 001 MPa

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Tableau P.16 (fin) Classe d’étanchéité issue des essais d’étanchéité P = 10 bar – Valeurs obtenues à partir d’essais simplifiés Sa1

Classe d’étanchéité

QminL

Haute étanchéité

15

NC

Très haute étanchéité

47

NC

QsminL,Sa1

P = 40 bar – Moyenne des valeurs obtenues à partir d’essais complets

Classe d’étanchéité

Haute étanchéité Très haute étanchéité a

QminL

25 54

Sa3=

Sa1= 40 MPa

Sa2= 60 MPa

80 MPa

Sa4= 100 MPa

QsminL,Sa1

QsminL,Sa2

QsminL,Sa3

QsminL,Sa4

10 a

NC

NC

NC

19

a

10 a

NC

10

La valeur minimum de la contrainte dans le joint est toujours égale à 10 MPa

363

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Tableau P.17 — Joint 1-10-004-1 – Joint PTFE modifié Coefficients de joint issus des essais mécaniques Coefficient

Qsmax

Température

Valeurs

Ambiante

240 MPa

150 °C

240 MPa

225 °C

240 MPa

Ambiante

Charge initiale : 80 MPa Moyenne pour gc: 0,23

150 °C

Charge initiale : 40 MPa Moyenne pour gc: 0,12

225 °C

Charge initiale : 40 MPa Moyenne pour gc: 0,07

Ambiante

Charge initiale : 80 MPa Moyenne pour PQR: 0,9

150 °C

Charge initiale : 40 MPa Moyenne pour PQR: 0,6

225 °C

Charge initiale : 40 MPa Moyenne pour PQR: 0,4

gc (pour une rigidité simulée de 500 kN/mm)

PQR (pour une rigidité simulée de 500 kN/mm)

EG Q0

364

Ambiante

150 °C

225 °C

20 MPa

402 MPa

510 MPa

579 MPa

40 MPa

883 MPa

1 092 MPa

553 MPa

60 MPa

1 345 MPa

1 313 MPa

1 127 MPa

80 MPa

1 889 MPa

2 538 MPa

990 MPa

100 MPa

2 055 MPa

1 224 MPa

923 MPa

120 MPa

1 663 MPa

1 212 MPa

779 MPa

140 MPa

1 333 MPa

808 MPa

699 MPa

160 MPa

1 145 MPa

617 MPa

762 MPa

180 MPa

1 357 MPa

499 MPa

603 MPa

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Tableau P.17 (fin) Classe d’étanchéité issue des essais d’étanchéité P = 10 bar – Valeurs obtenues à partir d’essais simplifiés Sa1

Classe d’étanchéité

QminL

Haute étanchéité

10

NC

Très haute étanchéité

31

NC

QsminL,Sa1

P = 40 bar – Moyenne des valeurs obtenues à partir d’essais complets

Classe d’étanchéité

Haute étanchéité Très haute étanchéité a

Sa1= 60 MPa

Sa2= 80 MPa

QsminL,Sa1

QsminL,Sa2

25

NC

NC

36

a

10 a

QminL

10

La valeur minimum de la contrainte dans le joint est toujours égale à 10 MPa

365

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Tableau P.18 — Joint 1-09-004-1 – Joint fibre avec liant sans amiante eG  1 mm Coefficients de joint issus des essais mécaniques Coefficient

Qsmax

Température

Valeurs

Ambiante

240 MPa

175 °C

240 MPa

250 °C Ambiante

Charge initiale : 120 MPa Moyenne pour gc: 0,63

175 °C

Charge initiale : 80 MPa Moyenne pour gc: 0,13

250 °C

Charge initiale : 80 MPa Moyenne pour gc: 0,07

Ambiante

Charge initiale : 120 MPa Moyenne pour PQR: 1

175 °C

Charge initiale : 80 MPa Moyenne pour PQR: 0,7

250 °C

Charge initiale : 80 MPa Moyenne pour PQR: 0,5

gc (pour une rigidité simulée de 500 kN/mm)

PQR (pour une rigidité simulée de 500 kN/mm)

EG Q0

366

Ambiante

175 °C

250 °C

20 MPa

727 MPa

900 MPa

1 140 MPa

30 MPa

1 280 MPa

1 184 MPa

1 402 MPa

40 MPa

1 712 MPa

1 401 MPa

1 471 MPa

50 MPa

1 759 MPa

1 805 MPa

2 041 MPa

60 MPa

1 940 MPa

2 235 MPa

2 046 MPa

80 MPa

2 619 MPa

1 936 MPa

2 100 MPa

100 MPa

3 252 MPa

2 326 MPa

3 189 MPa

120 MPa

2 799 MPa

2 049 MPa

2 605 MPa

140 MPa

3 193 MPa

2 099 MPa

2 145 MPa

160 MPa

3 459 MPa

2 299 MPa

2 174 MPa

180 MPa

3 776 MPa

2 145 MPa

2 348 MPa

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Tableau P.18 (fin) Classe d’étanchéité issue des essais d’étanchéité P = 10 bar – Valeurs obtenues à partir d’essais simplifiés Sa1=160 MPa

Classe d’étanchéité

QminL

Haute étanchéité

40

NC

Très haute étanchéité

100

17

QsminL,Sa1

P = 40 bar – Moyenne des valeurs obtenues à partir d’essais complets

Classe d’étanchéité

a

QminL

Sa1= 80 MPa

Sa2= 100 MPa

Sa3= 160 MPa

QsminL,Sa1

QsminL,Sa2

QsminL,Sa3

Haute étanchéité

64

14

10 a

10 a

Très haute étanchéité

111

NC

NC

32

La valeur minimum de la contrainte dans le joint est toujours égale à 10 MPa

367

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Tableau P.19 — Joint 1-09-005-1 – Joint fibre avec liant sans amiante eG  1 mm Coefficients de joint issus des essais mécaniques Coefficient

Qsmax

Température

Valeurs

Ambiante

240 MPa

175 °C

120 MPa

250 °C

100 MPa

Ambiante

Charge initiale : 120 MPa Moyenne pour gc: 0,71

175 °C

Charge initiale : 120 MPa Moyenne pour gc: 0,24

250 °C

Charge initiale : 100 MPa Moyenne pour gc: 0,22

Ambiante

Charge initiale : 120 MPa Moyenne pour PQR: 1

175 °C

Charge initiale : 120 MPa Moyenne pour PQR: 0,8

250 °C

Charge initiale : 100 MPa Moyenne pour PQR: 0,8

gc (pour une rigidité simulée de 500 kN/mm)

PQR (pour une rigidité simulée de 500 kN/mm)

EG Q0

368

Ambiante

175 °C

250 °C

20 MPa

1 357 MPa

1 095 MPa

2 096 MPa

40 MPa

1 802 MPa

1 874 MPa

2 082 MPa

60 MPa

2 175 MPa

2 320 MPa

3 165 MPa

80 MPa

2 904 MPa

2 603 MPa

3 592 MPa

100 MPa

3 537 MPa

3 901 MPa

3 657 MPa

120 MPa

4 124 MPa

4 230 MPa

2 588 MPa

140 MPa

4 526 MPa

1 871 MPa

1 834 MPa

160 MPa

4 362 MPa

1 933 MPa

2 120 MPa

180 MPa

4 258 MPa

2 037 MPa

2 276 MPa

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Tableau P.19 (fin) Classe d’étanchéité issue des essais d’étanchéité P = 10 bar – Valeurs obtenues à partir d’essais simplifiés

a

Sa1=160 MPa

Classe d’étanchéité

QminL

Haute étanchéité

12

NC

Très haute étanchéité

84

10 a

QsminL,Sa1

La valeur minimum de la contrainte dans le joint est toujours égale à 10 MPa

P = 40 bar – Moyenne des valeurs obtenues à partir d’essais complets

Classe d’étanchéité

QminL

Sa1= 60 MPa

Sa2= 80 MPa

Sa3= 100 MPa

Sa4= 160 MPa

QsminL,Sa1

QsminL,Sa2

QsminL,Sa3

QsminL,Sa4

Haute étanchéité

48

15

10 a

10 a

NC

Très haute étanchéité

108

NC

NC

NC

15

a

La valeur minimum de la contrainte dans le joint est toujours égale à 10 MPa

369

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Tableau P.20 — Joint 1-05-005-1 – Joint graphite expansé avec insert métallique perforé adhésif Coefficients de joint issus des essais mécaniques Coefficient

Qsmax

Température

Valeurs

Ambiante

200 MPa

300 °C

180 MPa

400 °C

180 MPa

Ambiante

Charge initiale : 120 MPa Moyenne pour gc: 0,97

300 °C

Charge initiale : 120 MPa Moyenne pour gc: 0,70

400 °C

Charge initiale : 120 MPa Moyenne pour gc: 0,54

Ambiante

Charge initiale : 120 MPa Moyenne pour PQR: 1

300 °C

Charge initiale : 120 MPa Moyenne pour PQR: 1

400 °C

Charge initiale : 120 MPa Moyenne pour PQR: 1

gc (pour une rigidité simulée de 500 kN/mm)

PQR (pour une rigidité simulée de 500 kN/mm)

EG Q0

370

Ambiante

300 °C

400 °C

20 MPa

411 MPa

499 MPa

484 MPa

30 MPa

700 MPa

866 MPa

849 MPa

40 MPa

1 019 MPa

1 023 MPa

1 097 MPa

50 MPa

1 248 MPa

1 594 MPa

1 250 MPa

60 MPa

1 438 MPa

1 363 MPa

1 708 MPa

80 MPa

2 240 MPa

2 424 MPa

2 829 MPa

100 MPa

2 411 MPa

2 404 MPa

1 943 MPa

120 MPa

2 372 MPa

3 198 MPa

3 337 MPa

140 MPa

2 783 MPa

3 397 MPa

3 389 MPa

160 MPa

3 235 MPa

3 380 MPa

3 057 MPa

180 MPa

3 081 MPa

4 246 MPa

3 148 MPa

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Tableau P.20 (fin) Classe d’étanchéité issue des essais d’étanchéité P = 10 bar – Valeurs obtenues à partir d’essais simplifiés

a

Sa1=160 MPa

Classe d’étanchéité

QminL

Haute étanchéité

28

NC

Très haute étanchéité

94

10 a

QsminL,Sa1

La valeur minimum de la contrainte dans le joint est toujours égale à 10 MPa

P = 40 bar – Moyenne des valeurs obtenues à partir d’essais complets

Classe d’étanchéité

QminL

Sa1= 60 MPa

Sa2= 80 MPa

Sa3= 100 MPa

Sa4= 160 MPa

QsminL,Sa1

QsminL,Sa2

QsminL,Sa3

QsminL,Sa4

Haute étanchéité

47

11

10 a

10 a

NC

Très haute étanchéité

122

NC

NC

NC

29

a

La valeur minimum de la contrainte dans le joint est toujours égale à 10 MPa

371

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Tableau P.21 — Joint 2-05-006-1 – Joint strié revêtu graphite Coefficients de joint issus des essais mécaniques Coefficient

Qsmax

Température

Valeurs

Ambiante

650 MPa

300 °C

650 MPa

400 °C

650 MPa

Ambiante

Charge initiale : 120 MPa Moyenne pour gc: 0,96

300 °C

Charge initiale : 120 MPa Moyenne pour gc: 0,77

400 °C

Charge initiale : 120 MPa Moyenne pour gc: 0,55

Ambiante

Charge initiale : 328 MPa Moyenne pour PQR: 1

300 °C

Charge initiale : 328 MPa Moyenne pour PQR: 0,98

400 °C

Charge initiale : 328 MPa Moyenne pour PQR: 0,96

gc (pour une rigidité simulée de 500 kN/mm)

PQR (pour une rigidité simulée de 500 kN/mm)

EG

Q0

372

Ambiante

300 °C

400 °C

54 MPa

8 921 MPa

13 616 MPa

8 922 MPa

82 MPa

10 323 MPa

10 805 MPa

17 190 MPa

109 MPa

10 719 MPa

13 262 MPa

19 056 MPa

137 MPa

11 961 MPa

12 189 MPa

14 765 MPa

164 MPa

15 795 MPa

22 923 MPa

16 863 MPa

219 MPa

16 347 MPa

14 635 MPa

17 365 MPa

274 MPa

16 257 MPa

17 406 MPa

13 680 MPa

329 MPa

15 561 MPa

18 733 MPa

13 144 MPa

384 MPa

18 900 MPa

18 326 MPa

15 805 MPa

438 MPa

20 856 MPa

19 654 MPa

16 729 MPa

493 MPa

17 100 MPa

19 558 MPa

19 335 MPa

548 MPa

16 577 MPa

17 079 MPa

15 245 MPa

602 MPa

18 265 MPa

17 000 MPa

16 314 MPa

651 MPa

17 258 MPa

18 220 MPa

15 615 MPa

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Tableau P.21 (fin) Classe d’étanchéité issue des essais d’étanchéité P = 40 bar Classe d’étanchéité

QminL

Très haute étanchéité

10

Sa1=20 MPa QsminL,Sa1 10

373

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Tableau P.22 — Joint 1-09-007-1 – Joint fibre avec liant sans amiante eG  1 mm Coefficients de joint issus des essais mécaniques Coefficient

Qsmax

Température

Valeurs

Ambiante

240 MPa

175 °C

240 MPa

250 °C

240 MPa

Ambiante

Charge initiale : 120 MPa Moyenne pour gc: 0,80

175 °C

Charge initiale : 120 MPa Moyenne pour gc: 0,29

250 °C

Charge initiale : 120 MPa Moyenne pour gc: 0,24

Ambiante

Charge initiale : 120 MPa Moyenne pour PQR: 1

175 °C

Charge initiale : 120 MPa Moyenne pour PQR: 0,9

250 °C

Charge initiale : 120 MPa Moyenne pour PQR: 0,9

gc (pour une rigidité simulée de 500 kN/mm)

PQR (pour une rigidité simulée de 500 kN/mm)

EG Q0

374

Ambiante

175 °C

250 °C

20 MPa

1 773 MPa

1 931 MPa

2 259 MPa

30 MPa

2 079 MPa

2 442 MPa

3 522 MPa

40 MPa

1 963 MPa

2 152 MPa

3 339 MPa

50 MPa

2 917 MPa

2 496 MPa

2 814 MPa

60 MPa

3 318 MPa

3 164 MPa

2 950 MPa

80 MPa

4 026 MPa

4 253 MPa

4 929 MPa

100 MPa

4 843 MPa

4 114 MPa

4 514 MPa

120 MPa

5 402 MPa

3 350 MPa

4 029 MPa

140 MPa

5 044 MPa

4 611 MPa

4 331 MPa

160 MPa

4 507 MPa

4 106 MPa

5 231 MPa

180 MPa

4 394 MPa

3 876 MPa

5 467 MPa

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Tableau P.22 (fin) Classe d’étanchéité issue des essais d’étanchéité P = 10 bar – Valeurs obtenues à partir d’essais simplifiés

a

Sa1=160 MPa

Classe d’étanchéité

QminL

Haute étanchéité

22

NC

Très haute étanchéité

66

10 a

QsminL,Sa1

La valeur minimum de la contrainte dans le joint est toujours égale à 10 MPa

P = 40 bar – Moyenne des valeurs obtenues à partir d’essais complets

Classe d’étanchéité

a

QminL

Sa1= 40 MPa

Sa2= 60 MPa

Sa3= 80 MPa

Sa4=100 MPa

Sa5=160 MPa

QsminL,Sa1

QsminL,Sa2

QsminL,Sa3

QsminL,Sa4

QsminL,Sa5

Haute étanchéité

24

10 a

10 (*)

NC

NC

NC

Très haute étanchéité

68

NC

NC

19

10 a

10 a

La valeur minimum de la contrainte dans le joint est toujours égale à 10 MPa

375

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Tableau P.23 — Joint 1-10-007-1 – Joint PTFE modifié Coefficients de joint issus des essais mécaniques Coefficient

Qsmax

Température

Valeurs

Ambiante

240 MPa

150 °C

160 MPa

225 °C

100 MPa

Ambiante

Charge initiale : 120 MPa Moyenne pour gc: 0,90

150 °C

Charge initiale : 120 MPa Moyenne pour gc: 0,60

225 °C

Charge initiale : 120 MPa Moyenne pour gc: 0,18

Ambiante

Charge initiale : 120 MPa Moyenne pour PQR: 1

150 °C

Charge initiale : 120 MPa Moyenne pour PQR: 1

225 °C

Charge initiale : 120 MPa Moyenne pour PQR: 0,8

gc (pour une rigidité simulée de 500 kN/mm)

PQR (pour une rigidité simulée de 500 kN/mm)

EG Q0

376

Ambiante

150 °C

225 °C

20 MPa

2 704 MPa

1 981 MPa

1 874 MPa

30 MPa

3 283 MPa

2 833 MPa

2 166 MPa

40 MPa

3 125 MPa

4 491 MPa

3 215 MPa

50 MPa

4 286 MPa

4 276 MPa

3 551 MPa

60 MPa

3 880 MPa

4 982 MPa

3 613 MPa

80 MPa

4 413 MPa

3 663 MPa

4 035 MPa

100 MPa

4 779 MPa

4 074 MPa

3 953 MPa

120 MPa

4 684 MPa

4 422 MPa

4 174 MPa

140 MPa

5 081 MPa

4 536 MPa

4 533 MPa

160 MPa

5 205 MPa

5 629 MPa

3 797 MPa

180 MPa

5 410 MPa

5 450 MPa

3 656 MPa

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Tableau P.23 (fin) Classe d’étanchéité issue des essais d’étanchéité P = 10 bar – Valeurs obtenues à partir d’essais simplifiés Sa1

Classe d’étanchéité

QminL

Haute étanchéité

11

NC

Très haute étanchéité

58

NC

QsminL,Sa1

P = 40 bar – Moyenne des valeurs obtenues à partir d’essais complets

Classe d’étanchéité

a

QminL

Sa1= 40 MPa

Sa2= 60 MPa

Sa3= 80 MPa

Sa4= 100 MPa

Sa5= 160 MPa

QsminL,Sa1

QsminL,Sa2

QsminL,Sa3

QsminL,Sa4

QsminL,Sa5

Haute étanchéité

25

10 a

10 a

10 a

NC

NC

Très haute étanchéité

83

NC

NC

NC

27

10 a

La valeur minimum de la contrainte dans le joint est toujours égale à 10 MPa

377

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Tableau P.24 — Joint 3-02-007-1 – Joint spiralé PTFE avec anneaux interne et externe Coefficients de joint issus des essais mécaniques Coefficient

Qsmax

Température

Valeurs

Ambiante

690 MPa

150 °C

690 MPa

225 °C

690 MPa

Ambiante

Charge initiale : 80 MPa Moyenne pour gc: 0,80

150 °C

Charge initiale : 120 MPa Moyenne pour gc: 0,80

225 °C

Charge initiale : 120 MPa Moyenne pour gc: 0,91

Ambiante

Charge initiale : 240 MPa Moyenne pour PQR: 0,96

150 °C

Charge initiale : 360 MPa Moyenne pour PQR: 0,98

225 °C

Charge initiale : 360 MPa Moyenne pour PQR: 0,99

gc (pour une rigidité simulée de 500 kN/mm)

PQR (pour une rigidité simulée de 500 kN/mm)

EG Q0

378

Ambiante

150 °C

225 °C

57 MPa

2 989 MPa

3 232 MPa

2 415 MPa

86 MPa

3 742 MPa

3 507 MPa

2 694 MPa

115 MPa

4 723 MPa

3 933 MPa

3 241 MPa

144 MPa

5 324 MPa

4 980 MPa

4 363 MPa

173 MPa

5 241 MPa

5 479 MPa

5 221 MPa

231 MPa

6 519 MPa

6 751 MPa

6 597 MPa

290 MPa

7 566 MPa

10 077 MPa

8 521 MPa

348 MPa

10 518 MPa

13 690 MPa

11 485 MPa

406 MPa

14 394 MPa

19 892 MPa

15 054 MPa

464 MPa

17 000 MPa

28 614 MPa

18 352 MPa

522 MPa

25 742 MPa

34 196 MPa

25 922 MPa

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Tableau P.24 (fin) Classe d’étanchéité issue des essais d’étanchéité P = 10 bar – Valeurs obtenues à partir d’essais simplifiés Sa1= 480 MPa

Classe d’étanchéité

QminL

Haute étanchéité

39

30

Très haute étanchéité

69

30

QsminL,Sa1

P = 40 bar – Moyenne des valeurs obtenues à partir d’essais complets Sa1= 480 MPa

Classe d’étanchéité

QminL

Haute étanchéité

74

30

Très haute étanchéité

105

30

QsminL,Sa1

379

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Tableau P.25 — Joint 5-05-103-2 – Joint métalloplastique garniture graphite, enveloppe en acier inoxydable, revêtu graphite avec anneau externe Coefficients de joint issus des essais mécaniques Coefficient

Qsmax

Température

Valeurs

Ambiante

240 MPa

300 °C

240 MPa

400 °C

240 MPa

Ambiante

Charge initiale : 120 MPa Moyenne pour gc: 1

300 °C

Charge initiale : 120 MPa Moyenne pour gc: 1

400 °C

Charge initiale : 120 MPa Moyenne pour gc: 1

Ambiante

Charge initiale : 120 MPa Moyenne pour PQR: 1

300 °C

Charge initiale : 120 MPa Moyenne pour PQR: 1

400 °C

Charge initiale : 120 MPa Moyenne pour PQR: 1

gc (pour une rigidité simulée de 500 kN/mm)

PQR (pour une rigidité simulée de 500 kN/mm)

EG Q0

380

Ambiante

300 °C

400 °C

20 MPa

659 MPa

823 MPa

825 MPa

30 MPa

1 029 MPa

1 708 MPa

1 345 MPa

40 MPa

1 778 MPa

2 175 MPa

3 107 MPa

50 MPa

2 595 MPa

3 525 MPa

5 080 MPa

60 MPa

3 124 MPa

4 442 MPa

5 082 MPa

80 MPa

5 409 MPa

9 476 MPa

4 918 MPa

100 MPa

9 487 MPa

9 837 MPa

10 608 MPa

120 MPa

11 419 MPa

79 398 MPa

20 040 MPa

140 MPa

16 002 MPa

82 833 MPa

30 099 MPa

160 MPa

17 889 MPa

267 301 MPa

25 893 MPa

180 MPa

24 030 MPa

-

28 125 MPa

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Tableau P.25 (fin) Classe d’étanchéité issue des essais d’étanchéité P = 10 bar – Valeurs obtenues à partir d’essais simplifiés Classe d’étanchéité

QminL

Très haute étanchéité

10 a

Sa1 QsminL,Sa1 NC

P = 40 bar – Moyenne des valeurs obtenues à partir d’essais complets

a

Classe d’étanchéité

QminL

Très haute étanchéité

15

Sa1=20 MPa QsminL,Sa1 10 a

La valeur minimum de la contrainte dans le joint est toujours égale à 10 MPa

381

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Tableau P.26 — Joint 6-04-103-2 – Joint métalloplastique avec garniture graphite et enveloppe en acier inoxydable Coefficients de joint issus des essais mécaniques Coefficient

Qsmax

Température

Valeurs

Ambiante

240 MPa

300 °C

240 MPa

400 °C

240 MPa

Ambiante

Charge initiale : 120 MPa Moyenne pour gc: 1,0

300 °C

Charge initiale : 120 MPa Moyenne pour gc: 0,84

400 °C

Charge initiale : 120 MPa Moyenne pour gc: 0,68

Ambiante

Charge initiale : 120 MPa Moyenne pour PQR: 1

300 °C

Charge initiale : 120 MPa Moyenne pour PQR: 1

400 °C

Charge initiale : 120 MPa Moyenne pour PQR: 1

gc (pour une rigidité simulée de 500 kN/mm)

PQR (pour une rigidité simulée de 500 kN/mm)

EG

Q0 Ambiante

300 °C

400 °C

20 MPa

709 MPa

798 MPa

796 MPa

30 MPa

1 120 MPa

1 050 MPa

1 070 MPa

40 MPa

1 344 MPa

1 531 MPa

1 372 MPa

50 MPa

1 902 MPa

1 952 MPa

2 647 MPa

60 MPa

2 424 MPa

2 509 MPa

2 519 MPa

80 MPa

3 171 MPa

3 613 MPa

3 379 MPa

100 MPa

3 495 MPa

3 621 MPa

4 099 MPa

120 MPa

5 158 MPa

4 866 MPa

5 487 MPa

140 MPa

5 876 MPa

4 975 MPa

5 282 MPa

160 MPa

5 525 MPa

6 288 MPa

5 607 MPa

180 MPa

5 965 MPa

6 618 MPa

6 302 MPa

Classe d’étanchéité issue des essais d’étanchéité

Non disponible

382

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Tableau P.27 — Joint 1-07-009-1 – Joint graphite expansé avec insert métallique multicouches supportant des contraintes élevées Coefficients de joint issus des essais mécaniques Coefficient

Qsmax

Température

Valeurs

Ambiante

240 MPa

300 °C

120 MPa

400 °C

120 MPa

Ambiante

Charge initiale : 120 MPa Moyenne pour gc: 0,92

300 °C

Charge initiale : 120 MPa Moyenne pour gc: 0,48

400 °C

Charge initiale : 120 MPa Moyenne pour gc: NA

Ambiante

Charge initiale : 120 MPa Moyenne pour PQR: 1

300 °C

Charge initiale : 120 MPa Moyenne pour PQR: 0,9

400 °C

Charge initiale : 120 MPa -

gc (pour une rigidité simulée de 500 kN/mm)

PQR (pour une rigidité simulée de 500 kN/mm)

EG Q0 Room

300 °C

400 °C

20 MPa

532 MPa

544 MPa

471 MPa

30 MPa

752 MPa

670 MPa

1 091 MPa

40 MPa

1 101 MPa

960 MPa

848 MPa

50 MPa

1 148 MPa

1 124 MPa

1 398 MPa

60 MPa

1 681 MPa

1 788 MPa

1 586 MPa

80 MPa

1 828 MPa

1 750 MPa

1 692 MPa

100 MPa

2 451 MPa

2 723 MPa

2 202 MPa

120 MPa

3 403 MPa

2 420 MPa

3 487 MPa

140 MPa

3 717 MPa

1 651 MPa

1 203 MPa

160 MPa

3 169 MPa

1 749 MPa

1 530 MPa

180 MPa

3 345 MPa

2 264 MPa

1 718 MPa

383

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Tableau P.27 (fin) Classe d’étanchéité issue des essais d’étanchéité P = 10 bar – Valeurs obtenues à partir d’essais simplifiés

a

Classe d’étanchéité

QminL

Très haute étanchéité

10 a

Sa1 QsminL,Sa1 NC

La valeur minimum de la contrainte dans le joint est toujours égale à 10 MPa

P = 40 bar – Moyenne des valeurs obtenues à partir d’essais complets

Classe d’étanchéité

Très haute étanchéité a

384

QminL 10 a

Sa1= 60 MPa

Sa2= 80 MPa

Sa3= 100 MPa

Sa4= 160 MPa

QsminL,Sa1

QsminL,Sa2

QsminL,Sa3

QsminL,Sa4

10 a

10 a

10 a

10 a

La valeur minimum de la contrainte dans le joint est toujours égale à 10 MPa

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Tableau P.28 — Joint 1-10-009-1 – Joint à enveloppe PTFE Coefficients de joint issus des essais mécaniques Coefficient

Qsmax

Température

Valeurs

Ambiante

240 MPa

150 °C

240 MPa

225 °C

240 MPa

Ambiante

Charge initiale : 120 MPa Moyenne pour gc: 0,59

150°C

Charge initiale : 120 MPa Moyenne pour gc: 0,11

225 °C

Charge initiale : 120 MPa Moyenne pour gc: 0,08

Ambiante

Charge initiale : 40 MPa Moyenne pour PQR: 0,9

150 °C

Charge initiale : 40 MPa Moyenne pour PQR: 0,5

225 °C

Charge initiale : 40 MPa Moyenne pour PQR: 0,4

gc (pour une rigidité simulée de 500 kN/mm)

PQR (pour une rigidité simulée de 500 kN/mm)

EG

Q0 Ambiante

150 °C

225 °C

2,5 MPa

23 MPa

27 MPa

36 MPa

5 MPa

74 MPa

72 MPa

76 MPa

10 MPa

219 MPa

230 MPa

207 MPa

20 MPa

434 MPa

511 MPa

520 MPa

30 MPa

658 MPa

893 MPa

564 MPa

40 MPa

750 MPa

810 MPa

1 296 MPa

50 MPa

883 MPa

999 MPa

677 MPa

60 MPa

1 124 MPa

1 357 MPa

930 MPa

80 MPa

1 378 MPa

912 MPa

1 938 MPa

100 MPa

1 671 MPa

1 497 MPa

120 MPa

2 051 MPa

968 MPa

140 MPa

2 034 MPa

160 MPa

1 394 MPa

180 MPa

1 629 MPa

385

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Tableau P.28 (fin) Classe d’étanchéité issue des essais d’étanchéité P = 10 bar – Valeurs obtenues à partir d’essais simplifiés

a

Classe d’étanchéité

QminL

Très haute étanchéité

13

Sa1=160 MPa QsminL,Sa1 10 a

The minimum Joint stress was always 10 MPa.

P = 40 bar – Moyenne des valeurs obtenues à partir d’essais complets

Classe d’étanchéité

Très haute étanchéité a

386

QminL 10 a

Sa1= 20 MPa

Sa2= 40 MPa

Sa3= 80 MPa

Sa4= 100 MPa

QsminL,Sa1

QsminL,Sa2

QsminL,Sa3

QsminL,Sa4

10 a

10 a

10 a

10 a

La valeur minimum de la contrainte dans le joint est toujours égale à 10 MPa

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Tableau P.29 — Joint 7-01-009-1 – Joint ondulé revêtu graphite Coefficients de joint issus des essais mécaniques Coefficient

Qsmax

Température

Valeurs

Ambiante

240 MPa

300 °C

240 MPa

400 °C

240 MPa

Ambiante

Charge initiale : 120 MPa Moyenne pour gc: 0,97

300 °C

Charge initiale : 120 MPa Moyenne pour gc: 0,28

400 °C

Charge initiale : 120 MPa Moyenne pour gc: 0,34

Ambiante

Charge initiale : 120 MPa Moyenne pour PQR: 0,9

300 °C

Charge initiale : 120 MPa Moyenne pour PQR: 0,5

400 °C

Charge initiale : 120 MPa Moyenne pour PQR: 0,4

gc (pour une rigidité simulée de 500 kN/mm)

PQR (pour une rigidité simulée de 500 kN/mm)

EG

Q0 Ambiante

300 °C

400 °C

2,5 MPa

113 MPa

62 MPa

5 MPa

178 MPa

186 MPa

10 MPa

622 MPa

533 MPa

20 MPa

50 MPa

1 027 MPa

3 446 MPa

30 MPa

193 MPa

3 548 MPa

2 494 MPa

40 MPa

618 MPa

2 323 MPa

2 474 MPa

50 MPa

1 326 MPa

2 327 MPa

3 179 MPa

60 MPa

1 632 MPa

2 632 MPa

4 698 MPa

80 MPa

2 403 MPa

4 646 MPa

2 393 MPa

100 MPa

2 741 MPa

2 666 MPa

2 338 MPa

120 MPa

2 807 MPa

3 088 MPa

3 331 MPa

140 MPa

2 606 MPa

160 MPa

3 127 MPa

180 MPa

4 002 MPa

387

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Tableau P.29 (fin) Classe d’étanchéité issue des essais d’étanchéité P = 10 bar – Valeurs obtenues à partir d’essais simplifiés

a

Classe d’étanchéité

QminL

Très haute étanchéité

14

Sa1=160 MPa QsminL,Sa1 11

La valeur minimum de la contrainte dans le joint est toujours égale à 10 MPa

P = 40 bar – Moyenne des valeurs obtenues à partir d’essais complets

Classe d’étanchéité

a

388

QminL

Sa1= 20 MPa

Sa2= 160 MPa

QsminL,Sa1

QsminL,Sa2

Haute étanchéité

10,8

10 a

NC

Très haute étanchéité

28,2

NC

10 a

La valeur minimum de la contrainte dans le joint est toujours égale à 10 MPa

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Annexe Q (informative) Analyse de contrainte simplifiée dans les tuyauteries

Q.1 Généralités Il convient de réaliser la conception en matière de pression de tous les composants de la tuyauterie conformément aux règles de l'EN 13480-3. Les contraintes dues aux charges permanentes, aux charges occasionnelles et exceptionnelles, à la dilatation thermique et aux charges variables doivent être prises en compte afin de répondre aux exigences relatives aux contraintes concernant chaque cas de charge particulier.

Q.2 Procédure simplifiée Q.2.1 Généralités En tant qu’alternative à Q.1, les contraintes dues aux forces de gravité et aux variations de température peuvent être déterminées simplement (voir 12.2.10), dans chaque cas, conformément à Q.2.2 et Q.2.3 indépendamment des autres contraintes. Il convient de faire appliquer le présent mode opératoire par du personnel expérimenté uniquement. Il ne donne pas d’information concernant les charges aux points d’ancrage et il ne convient pas de l'appliquer aux tuyauteries exploitées dans le domaine du fluage. La présente méthode est applicable aux tuyauteries qui ne sont pas enterrées. Pour les tuyauteries enterrées, des considérations additionnelles sont nécessaires par exemple concernant les charges verticales dues au sol, les dilations bridées par la résistance du sol ou concernant la présence d’excavation. Ceci n’est pas couvert par la méthode simplifiée.

Q.2.2 Spécification de l’espacement admissible entre supports La spécification de l’espacement admissible entre supports limite l’effet du poids propre de la tuyauterie sur les flèches et les contraintes. Il est alors possible de considérer la pression intérieure et le poids propre de la tuyauterie séparément. La preuve de l’admissibilité de l’espacement entre supports est fournie si, pour les tuyauteries en acier, les distances entre supports du Tableau Q.1 ne sont pas dépassées et que les notes explicatives relatives à la définition des distances entre supports sont prises en considération. Pour les autres paramètres, par exemple les autres matériaux, le Tableau Q.1 peut être modifié conformément aux informations des notes explicatives du Tableau Q.1.

Q.2.3 Vérification de la flexibilité Afin de respecter les limitations des contraintes dans le cas charge portant sur la dilation thermique, la tuyauterie doit avoir une flexibilité suffisante. Ceci est normalement obtenu par un tracé qui permet la flexion et la torsion dues aux mesures de compensation. Un calcul de conception relatif à la flexibilité n’est pas exigé si les longueurs des tronçons respectent les conditions de la Figure Q.2. Il est admis que les contraintes de torsion sont moins significatives compte tenu du tracé. Des exemples d’application de la Figure Q.2 et des notes explicatives sont donnés en Q.9.

389

Tableau Q.1 — Espacement admissible entre supports (pour les conditions aux limites voir les notes explicatives du Tableau Q.1) Tuyauterie vide, sans calorifuge

DN

da

s

mm

q

L1

L2

L3

kg/m

Tuyauterie remplie d’eau, calorifuge d’épaisseur 40 mm

Tuyauterie remplie d’eau, sans calorifuge

L4

L5

L6

m

q

L1

L2

L3

kg/m

L4

L5

L6

m

q

L1

L2

L3

kg/m

Tuyauterie remplie d’eau, calorifuge d’épaisseur 80 mm

L4

L5

L6

m

q

L1

L2

L3

kg/m

L4

L5

L6

m

25

33,7

2,0

1,6

2,9

5,6

4,8

2,9

2,8

1,5

2,3

2,7

4,6

4,0

2,5

2,3

1,2

7,0

2,0

2,7

2,3

1,4

1,3

0,7

11,8

1,8

2,0

1,8

1,1

1,0

0,5

25

33,7

4,0

2,9

2,9

5,2

5,2

3,6

2,6

1,8

3,5

2,8

4,8

4,8

3,3

2,4

1,7

8,1

2,2

3,2

3,2

2,2

1,6

1,1

13,0

2,0

2,5

2,5

1,7

1,3

0,9

40

48,3

2,0

2,3

3,6

6,8

5,2

3,2

3,4

1,6

3,9

3,1

5,2

4,0

2,4

2,6

1,2

9,2

2,5

3,4

2,6

1,6

1,7

0,8

14,3

2,3

2,7

2,1

1,3

1,4

0,6

40

48,3

4,0

4,4

3,5

6,5

6,4

3,9

3,3

1,9

5,7

3,3

5,7

5,6

3,4

2,9

1,7

11,0

2,8

4,1

4,0

2,5

2,1

1,2

16,1

2,5

3,4

3,3

2,0

1,7

1,0

50

60,3

2,0

2,9

4,0

7,6

5,4

3,3

3,8

1,7

5,4

3,4

5,6

4,0

2,4

2,8

1,2

11,3

2,9

3,9

2,7

1,7

1,9

0,8

16,6

2,6

3,2

2,3

1,4

1,6

0,7

50

60,3

4,5

6,2

3,9

7,3

6,9

4,2

3,7

2,1

8,3

3,6

6,4

6,0

3,6

3,2

1,8

14,2

3,2

4,9

4,6

2,8

2,4

1,4

19,4

2,9

4,2

3,9

2,4

2,1

1,2

80

88,9

2,3

5,0

5,5

9,3

6,1

3,7

4,7

1,9

10,6

4,6

6,4

4,2

2,5

3,2

1,3

17,8

4,0

4,9

3,2

2,0

2,5

1,0

23,5

3,7

4,3

2,8

1,7

2,1

0,9

80

5,6

11,5

5,4

9,0

8,0

4,9

4,5

2,4

16,3

5,0

7,6

6,7

4,1

3,8

2,1

23,5

4,5

6,3

5,6

3,4

3,2

1,7

29,2

4,3

5,7

5,0

3,1

2,8

1,5

2,6

7,3

6,3

10,6

6,6

4,0

5,3

2,0

16,6

5,1

7,0

4,4

2,7

3,5

1,3

25,0

4,6

5,7

3,5

2,2

2,9

1,1

31,1

4,4

5,1

3,2

1,9

2,6

1,0

100 114,3

6,3

16,8

6,2

10,3

8,7

5,3

5,1

2,7

24,9

5,6

8,5

7,1

4,4

4,2

2,2

33,3

5,2

7,3

6,2

3,8

3,7

1,9

39,4

5,0

6,7

5,7

3,5

3,4

1,7

150 168,3

2,6

10,8

7,6

13,0

7,1

4,3

6,5

2,2

31,7

5,8

7,6

4,1

2,5

3,8

1,3

42,6

5,4

6,5

3,6

2,2

3,3

1,1

49,5

5,2

6,0

3,3

2,0

3,0

1,0

150 168,3

7,1

28,2

7,5

12,6

9,7

5,9

6,3

3,0

46,9

6,6

9,8

7,6

4,6

4,9

2,3

57,8

6,3

8,8

6,8

4,2

4,4

2,1

64,7

6,1

8,4

6,4

3,9

4,2

2,0

200 219,1

2,9

15,7

8,7

14,8

7,7

4,7

7,4

2,3

51,4

6,5

8,2

4,2

2,6

4,1

1,3

64,7

6,1

7,3

3,8

2,3

3,6

1,2

72,3

5,9

6,9

3,6

2,2

3,4

1,1

200 219,1

7,1

37,1

8,6

14,6

10,2

6,2

7,3

3,1

70,1

7,4

10,6

7,4

4,5

5,3

2,3

83,4

7,1

9,7

6,8

4,2

4,9

2,1

91,0

6,9

9,3

6,5

4,0

4,7

2,0

250 273,0

2,9

19,6

9,8

16,6

8,0

4,9

8,3

2,4

75,6

6,9

8,4

4,1

2,5

4,2

1,2

91,5

6,6

7,7

3,7

2,3

3,8

1,1

99,9

6,5

7,3

3,5

2,2

3,7

1,1

250 273,0

7,1

46,6

9,7

16,4

10,6

6,5

8,2

3,3

99,2

8,0

11,2

7,3

4,5

5,6

2,2

115,0

7,7

10,4

6,8

4,1

5,2

2,1

123,4

7,6

10,1

6,6

4,0

5,0

2,0

300 323,9

2,9

23,3

10,6

18,1

8,2

5,0

9,1

2,5

102,7

7,3

8,6

3,9

2,4

4,3

1,2

120,9

7,0

7,9

3,6

2,2

4,0

1,1

130,1

6,9

7,6

3,5

2,1

3,8

1,1

300 323,9

8,0

62,3

10,6

17,8

11,4

7,0

8,9

3,5

136,8

8,7

12,1

7,7

4,7

6,0

2,4

155,0

8,4

11,3

7,2

4,4

5,7

2,2

164,2

8,3

11,0

7,0

4,3

5,5

2,2

350 355,6

3,2

28,2

11,1

19,0

8,6

5,3

9,5

2,6

123,9

7,7

9,0

4,1

2,5

4,5

1,3

143,6

7,4

8,4

3,8

2,3

4,2

1,2

153,3

7,3

8,1

3,7

2,3

4,1

1,1

350 355,6

8,8

75,3

11,1

18,7

12,0

7,3

9,4

3,7

165,0

9,1

12,7

8,1

4,9

6,3

2,5

184,7

8,8

12,0

7,7

4,7

6,0

2,3

194,3

8,7

11,7

7,5

4,6

5,8

2,3

400 406,4

3,2

32,2

11,9

20,3

8,8

5,4

10,2

2,7

157,9

8,0

9,2

4,0

2,4

4,6

1,2

179,9

7,7

8,6

3,7

2,3

4,3

1,1

190,4

7,6

8,3

3,6

2,2

4,2

1,1

400 406,4

10,0

97,8

11,8

20,0

12,8

7,8

10,0

3,9

215,0

9,7

13,5

8,6

5,3

6,8

2,6

237,0

9,5

12,9

8,2

5,0

6,4

2,5

247,5

9,4

12,6

8,0

4,9

6,3

2,5

500 508,0

4,0

50,4

13,3

22,7

9,9

6,0

11,4

3,0

246,7

8,9

10,2

4,4

2,7

5,1

1,4

273,4

8,7

9,7

4,2

2,6

4,9

1,3

285,4

8,6

9,5

4,1

2,5

4,8

1,3

500 508,0

11,0

134,8

13,2

22,4

13,7

8,4

11,2

4,2

320,3

10,7

14,6

8,9

5,4

7,3

2,7

347,1

10,5

14,0

8,6

5,2

7,0

2,6

359,1

10,4

13,8

8,4

5,1

6,9

2,6

390

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88,9

100 114,3

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Q.3 Notes explicatives du Tableau Q.1 Tableau Q.2

falt = 3 mm DN  50

L1

falt = 5 mm DN > 50

max = MIN(40 N/mm2 0,4 fh)

L4

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i suivant Annexe F

Té soudé

max = MIN(40 N/mm2 0,4 fh)

L2

max = MIN(40 N/mm2 0,4 fh)

L3

i suivant Annexe F

max = MIN(40 N/mm2 0,4 fh)

L6

i suivant Annexe F

Té soudé

Conditions : T forgé ou soudé avec un tronçon horizontal Les contraintes dues à la pression intérieure ne sont pas prises en compte Les tolérances et les surépaisseurs ne sont pas prises en compte

391

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Té soudé

max = MIN(40 N/mm2 0,4 fh)

L5

Tableau Q.3 Critère Cas

Configuration

Charge

Flèche

A

q [kg/m] m [kg]

fA 

B

q [kg/m] m [kg]

l 3  9,81 10 6 f B  BF  3q  lBF  8 m 24 EI

C

q+ Charge ponctuelle dans chaque travée

D

q+ Charge ponctuelle sur une seule travée

E

I 

392

d 64 

a

4





 di 4 mm 4 ; W  I

  

3

6

 9,81  10 l  q  lCF  2 m f C  CF 384 EI

3

6

l  9,81  10 fD  DF  q  lDF  6,1 m 384 EI

l EF  9,81  10 6  q  l EF  6,1 m  384 EI

Contrainte

l AS  

lBS  

2 mm3 ; E KN / mm 2 da



  m 2 2  W   max m      q  q  9,81 10 3  q  i 

1

   

1

Supportage continu avec travées d’égales longueurs (masse localisée sur chaque travée)

  3 m  2 12  W    3m max    lCS      4q   4q  9,81  10 3  q  i  

  126m  2 12  W   126 m max   lDS      3 265 q   265q  9 , 81 10   q i 

  543 m  24  W   max 543 m      265 q   265 q  9 ,81 10 3  q  i  2

3

fE 

  m 2 8  W   max  m      q  q  9,81  10 3  q  i  

lES  

Index de la courbe Figure 1

   

   

4

m  0,38 l* q

I* 

12  W   9,81  10  q  i m  0,38 l* q

I* 

3

3

12  W   9,81 10 3  q  i

2

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q+ Charge ponctuelle sur une seule travée

l AF 3  9,81  5  10 6 q  l AF  1,6 m 384 EI

Remarques

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Q.4 Symboles dAm

mm

diamètre moyen de la dérivation

dm

mm

diamètre moyen du tuyau

da

mm

diamètre extérieur du tuyau

di

mm

diamètre intérieur du tuyau

f

mm

flèche

l*

m = m/q*

longueur équivalente

i

-

coefficient d’intensification de contrainte

l

m

espacement entre support, poutre cantilever (cas général)

m

kg

masse (ponctuelle) additionnelle

q

kg/m

masse linéique

s

mm

épaisseur nominale de paroi

v

-

coefficient de soudure

x

- = l/L

rapport des longueurs avec/sans masse additionnelle

y DN

- = l*/L

rapport longueur équivalente/longueur sans masse additionnelle diamètre nominale

E

kN/mm2

module d’élasticité à la température de calcul

F

N = m  g

charge ponctuelle

I

mm4

moment d’inertie 2

fh

N/mm 

contrainte admissible à la température maximale du métal conformément à 12.1.3

L

m

mass longueur sans masse additionnelle

W

3

mm 

module de section

3



kg/m 

masse volumique

max

N/mm2

contrainte de flexion admissible maximum due au poids

g

m  2 s 

accélération de la gravité

Q.5 Indices fL A, B, C, D, E F, S * -

référence aux cas du Tableau Q.3 référence aux critères relatifs à la flèche et à la contrainte Paramètre s’éloignant des valeurs du Tableau Q.1 concerne un supportage continu

393

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Q.6 Notes explicatives relatives à Q.2.2 Q.6.1 Définition de l’espacement admissible entre support Q.6.1.1

Généralités

Q.6.1.1.1

Valeurs

Les distances entre supports du Tableau Q.1 « Espacement admissibles entre supports de tuyauteries en acier » ont été déterminées à partir des équations du Tableau Q.3 « Notes explicatives relatives au Tableau Q.1 »; Les données suivantes ont été utilisées pour la masse q relative au tronçon :

M

= 1 000 kg/m3

Matériau de la tuyauterie R

= 7 900 kg/m3

Produit

Calorifuge

D

= 120 kg/m3

Tôle de couverture

S  sB

= 10 kg/m2

Les recouvrements et les fixations sont inclus. L’effet de rigidification de la tôle de couverture n’a pas été pris en compte même si dans certaines circonstances il peut être considérable. Les charges additionnelles F = m  g ne sont pas prises en compte pour les distances entre supports du Tableau Q.1. Q.6.1.1.2

Limitation de la flèche - L1

L’espacement entre supports L1 a été défini conformément au critère de « limitation de la flèche ». La limite pour la flèche f a donc été introduite comme suit dans le but d’éviter la possible formation de « point bas » :

 pour DN  50 f = 3 mm ;  pour DN > 50 f = 5 mm. Le modèle de calcul pour L1 correspond à une travée unique avec les extrémités simplement appuyées, les moments étant libres (Cas A du Tableau Q.3 « Notes explicatives du Tableau Q.1 ») ; Une valeur moyenne de E  200 kN/mm2 à été utilisée pour le module d’élasticité.

L1 = lAF (f, q, m = 0, E  I) = LAF (f, q, E  I) Q.6.1.1.3

Limitation des contraintes, L2 à L6

Les distances entre supports, L2, à L6, ont été déterminées conformément au critère de « limitation de la contrainte ». En respectant les espacements entre supports L2 à L6 , les contraintes  dues à q pour L2 et L5 dans la tuyauterie sans Té et pour L3 et L6 dans une tuyauterie avec Té (soudé ou forgé) sont limitées à  = MIN (40 N/mm2; 0,4 fh) au point où le moment est maximum. Q.6.1.2

Supports de travée unique (moments libres) L2 à L4

Les distances entre supports i ont été déterminées en utilisant l’équation pour lAS du Tableau Q.3. Pour cela, un coefficient d’intensification de contrainte i = 1 a été appliqué à la tuyauterie sans Té pour L2. Pour L3, il a été tenu compte d’un Té forgé avec un coefficient d’intensification de contrainte i = 0,9/(8,8  s/dm)2/3) au centre de la travée.

394

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Pour L4, il a été tenu compte d’un Té soudé avec un coefficient d’intensification i = 0,9/(2 s/dm)2/3 au centre de la travée.

L2

= lAS (, q, m = 0, W, i = 1) = LAS (, q, W, i = 1)

L3

= lAS (, q, m = 0, W, i = 0,9/(8,8  s/dm)2/3) = lAS (, q, W, i = 0,9/(8,8  s/dm)2/3)

L4

= lAS (, q, m = 0, W, i = 0,9/(2  s/dm)2/3) = lAS (, q, W, i = 0,9/(2  s/dm)2/3)

Q.6.1.3

Poutre cantilever, L5 et L6

Les longueurs de la poutre cantilever ont été déterminées en utilisant l’équation pour lBS du Tableau Q.3. Pour cela, un coefficient d’intensification de contrainte i = 1 a été appliqué à la tuyauterie sans Té pour L5. Pour L6, il a été tenu compte d’un Té soudé avec un coefficient d’intensification de contrainte i = 0,9/(2  s/dm)2/3).

L5 = lBS (, q, m = 0, W, i = 1) = LBS (, q, W, i = 1) L6 = lBS (, q, m = 0, W, i = 0,9/(2s/dm)2/3) L6 = lBS (, q, W, i = 0,9/(2s/dm)2/3)

Q.7 Conversion des longueurs admissibles Q.7.1 Autres conditions de supportage Les distances entre supports, L1 à L4, sont basées sur le supportage d’une travée unique, les moments étant libres. L’hypothèse d’une travée centrale d’un supportage continu est fréquemment plus réaliste. Pour cette condition de supportage, les distances admissibles entre supports, L*1 à L*4, peuvent se déduire de L1 à L4 de la manière suivante :

L*1 = 4 5  L1  1,5  L1 L*i =

1,5  Li  1,225  Li

(i = 2, 3 et 4)

Q.7.2 Autres paramètres Si le moment d’inertie I* et le module d’inertie W*, la charge linéique q*, le module d’élasticité E*, les valeurs f* et σ* prévues ou le coefficient d’intensification de contrainte i* varient de manière significative, les distances admissibles entre supports ou les longueurs de la poutre cantilever peuvent être déduites des longueurs du Tableau Q.1. Lorsque la flèche est limitée, ce qui suit s’applique :

L1* =

4

I* E* q f *     L1 I E q* f

Lorsque la contrainte est limitée, ce qui suit s’applique : Li* =

W* q σ* i     Li W q* σ i*

(i = 2, 3, 4, 5 et 6)

395

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Pour d’autres conditions de supportage, les longueurs admissibles L* peuvent être obtenues à partir de la longueur L comme spécifié en Q.7.1.

Q.8 Charges ponctuelles additionnelles Q.8.1 Généralités Les charges ponctuelles qui doivent être considérées en plus des charges linéiques peuvent être prises en compte pour les cas L1 à L6 en utilisant les Équations données dans le Tableau Q.3. L’espacement entre supports ou les longueurs de la poutre cantilever pour le critère relatif aux « limitations de contrainte » peut aussi être déterminées dans ce cas à l’aide des Tableaux Q.1 et Q.6.1.3.

m . La distance entre q* supports ou la longueur de la poutre cantilever correspondante sans charge ponctuelle est alors déterminée conformément au Tableau Q.1 – ou en utilisant l’équation appropriée du Tableau Q.3. La valeur x = l/L est prise dans la Figure Q.1 en fonction de y = l*/L. La distance entre support tenant compte de la charge ponctuelle additionnelle lorsque F = m  g est alors obtenue comme suit :

Pour cela, la charge ponctuelle est convertie en q longueur équivalente l* avec l* =

l=xL Si les paramètres s’éloignent de ceux utilisés comme base dans le Tableau Q.1, cette déviation doit être tout d’abord prise en compte conformément à Q.7.1, puis l’influence de la charge ponctuelle doit être prise en compte conformément à Q.8.1. EXEMPLE Une tuyauterie DN 150 avec s = 7,1 mm est conçue comme une tuyauterie supportée en continu sur plusieurs supports. La masse par mètre (masse par unité de longueur) de la tuyauterie avec son contenu q* = 60 kg/m.

La portée centrale comporte une dérivation, aussi une masse additionnelle m = 250 kg agit sur cette portée. Le composant assurant la dérivation étant un forgé i/i*  2,7. Les températures de service étant élevées, il est recommandé de limiter la contrainte *à 30 N/mm2. Une distance entre supports L4 = 4,2 m est obtenue à partir du Tableau des distances entre supports avec q = 57,8 [kg/m]. L L4 * 

=

1

W* q * i     L4  1,225 W q*  i*

57,8 30   2,7  4,2  1,225  7,2 m 60 40

l* 

m 250   4,17 m q* 60

y

l * 4,17   0,58  0,38 L 7,2

Courbe 2 de la Figure Q.1

Une valeur x = 0,65 est obtenue pour y = 0,58 à l’aide de la courbe 2 de la Figure Q.1. La distance admissible entre supports est la suivante :

l = x  L = 0,65 7,2 = 4,7 [m]

396

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La flèche peut être déterminée conformément au cas E du Tableau Q.3 avec lrequ. = lEF = 4,7 m et q = q*.

Légende 1  x2 2x

1

Poutre sur 2 supports et poutre cantilever y 

2

poutre continue avec masse unique : y 

265 2  x 2 pour y > 0,380 1086 x

3

poutre continue avec masse unique : y 

265 1  x 2 pour y ≤ 0,380 252 x

4

poutre continue avec masse unique sur chaque travée : y 











2 1 x2 3x



moment de flexion maximum : au centre de la travée pour 1 et 2 au droit du support pour 3 et 4 x=

l (coefficient de réduction) L

Figure Q.1 — Diagramme basé sur la contrainte admissible et tenant compte d’une charge ponctuelle

397

Figure Q.2

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398

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Q.9 Notes explicatives relatives à la Figure Q.2 Q.9.1 Généralités Détermination, à l’aide du diagramme, de la longueur de compensation pour la dilatation thermique pour le domaine des dimensions nominales DN 10 à DN 500 Variables

E, fh, v et da

Géométrie:

tuyau encastré aux deux extrémités sans coude

Légende

1 2

Longueur L du tronçon Déplacement Figure Q.3

Le diagramme est basé sur le cas d’un tuyau encastré à ses deux extrémités considéré en tant que système statique. L’effet des cintres sur les contraintes a été pris en compte par le coefficient d’intensification de contrainte tel que spécifié dans l’Annexe H de l'EN 13480-3. Il a été incorporé dans le diagramme. Les dérivations peuvent être couvertes par le diagramme en incluant le rapport – coefficient de réduction ix des coefficients d’intensification de contrainte du cintre et de la dérivation.

E = module d’élasticité

N/mm2

fh = contrainte admissible à la température maximale du métal conformément à 12.1.3

N/mm2

ix = coefficient de réduction ix = 1,0 pour les cintres avec R  1,5  D ix = 2,1 pour les dérivations soudées avec un faible rapport épaisseur de paroi/diamètre v = coefficient de soudure f = dilatation thermique à compenser

mm

f  10 3  L    t

m

L = longueur du tronçon de tuyauterie

399

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K-1

 = coefficient de dilatation linéaire

t = différence de température

K

da = diamètre extérieur du tuyau

mm

di = diamètre intérieur du tuyau

mm

DN = diamètre nominal 6 E  I  f

M 

1

L2

M  fh  v  W



W

I

32

d







4 a

 di4 da

 da4  di4

64





 3  E  d  f i a x L     10 6  f  v h 

   

Si la dilatation thermique f est compensée par plus d’un tronçon de tuyau, les longueurs respectives L1, L2, ..., Li des tronçons doivent être ajoutées comme suit pour obtenir une longueur de tronçon équivalente L* pour l’utilisation du diagramme : L* 

L

2 1

 L22  ...  L2i



Cette procédure est expliquée plus en détails dans les exemples 2 et 3 ci-après. EXEMPLE 1

Dilatation de la tuyauterie dans deux directions

Détermination des longueurs des tronçons Matériau : da t L f1 E 200 °C fh 200 °C v E  ix/(fh  v)

P235GH 168,3 mm 200 °C 12,3 m 30 mm , due à L 191 000 N/mm2 123,3 N/mm2 0,85 1 822

 ix FP = ancrage FL = guide

12,2  10-6 K-1 1,0

400

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LL = butée dans la direction verticale 3 f  10  L    t

Figure Q.4

Q.9.2 Longueur requise du tronçon de tuyau L1 pour f1, déterminée à partir du diagramme Relier l’échelle E  ix/(fh  v) à l’échelle da, puis l’intersection avec l’échelle A à l’échelle f. L’échelle L donne une longueur requise du tronçon de tuyau L1 = 5,3 m.

Q.9.3 Longueur requise du tronçon de tuyau L2 pour f2 , déterminée à partir du diagramme Q.9.3.1

Généralités

Dilatation de L1 f2 = 13 mm Relier le point d’intersection avec l’échelle A à l’échelle f. L’échelle L donne une longueur requise du tronçon de tuyau Lrequ.= 3,5 m. EXAMPLE 2

Dilatation de la tuyauterie dans trois directions

Vérification des longueurs des tronçons existants Matériau da t L1 f1 L2 f2 L3 f3 f4 L4 L5 L6

P235GH 168,3 mm 200 °C 9,4 m 23 mm, due à L1 3m 7,3 mm, due à L2 7,5 m 18 mm, due à L3 12 mm, due à la dilatation de l’appareil 2,5 m 3,5 m 3,4 m

401

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E 200 °C fh 200 °C v

191 000 N/mm2 123,3 N/mm2 0,85

E  ix/(fh  v)

1 822

ix

1,0



12,2  10-6 K-1

FP = ancrage FL = guide LL = butée dans la direction verticale

f  103  L    t

Figure Q.5 Q.9.3.2

Longueur requise du tronçon de tuyau pour f1, déterminée à partir du diagramme

Relier l’échelle E  ix/(fh  v) à l’échelle da, puis l’intersection avec l’échelle A à l’échelle f (f1). L’échelle L donne une longueur requise du tronçon de tuyau Lrequ.= 4,6 m. L*avail.  Q.9.3.3

L 22  L 52  4,6  Lrequ.

Longueur requise du tronçon de tuyau pour f2, déterminée à partir du diagramme

Relier le point d’intersection avec l’échelle A à l’échelle f (f2), échelle L * avail.  L 24  L 52  4,3  Lrequ.

402

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Q.9.3.4

Longueur requise du tronçon de tuyau pour f2, déterminée à partir du diagramme

Relier le point d’intersection avec l’échelle A à l’échelle f (f2), l’échelle L donne une longueur requise du tronçon de tuyau Lrequ= 2,6 m. L * avail.  L 24  L 52  4,3  Lrequ.

Q.9.3.5

Longueur requise du tronçon de tuyau pour f3, déterminée à partir du diagramme

Relier le point d’intersection avec l’échelle A à l’échelle f (f3), l’échelle L donne une longueur requise du tronçon de tuyau Lrequ= 4 m. L * avail.  L22  L 24  3,9  Lrequ.

Q.9.3.6

Longueur requise du tronçon de tuyau pour f4, déterminée à partir du diagramme

Relier le point d’intersection avec l’échelle A à l’échelle f (f4), l’échelle L donne une longueur requise du tronçon de tuyau Lrequ= 3,4 m. Lavail.  3,4 m  Lrequ. EXEMPLE 3

Réseau de tuyauteries tridimensionnel avec dérivation

Vérification des longueurs des tronçons existants Matériau da t L1 f1 L2 f2 L3 f3 L4 f4 L5 f5 L6 L7 E 200 °C fh 200 °C  ix v E  ix/(fh  v)

P235GH 168,3 mm 200 °C 7m 17 mm, due à L1 3,5 m 8,5 mm, due à L2 7m 17 mm, due à L3 5m 12 mm, due à L4 5m 12 mm, due à L5 4,5 m 5,0 m 191 000 N/mm2 123,3 N/mm2 -6 -1 12,2  10 K 2,1 0,85 3 826

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FP = ancrage FL = guide LL = butée dans la direction verticale f  103  L    t

Figure Q.6 Q.9.3.7

Longueur requise du tronçon de tuyau pour f1, déterminée à partir du diagramme

Relier l’échelle E  ix/(fh  v) à l’échelle da, puis l’intersection avec l’échelle A à l’échelle f (f1). L’échelle L donne une longueur requise du tronçon de tuyau Lrequ.= 5,7 m. L *avail.  L 22  L 72  6,1 m  Lrequ.

Pour l’exemple avec f1, la flexibilité requise pour le déplacement f1 est obtenue si la longueur totale L2 est effective en plus de L7. Ceci peut être obtenu en ayant pour L5 une rigidité en flexion la plus faible possible comparée à celle de L2. La rigidité en flexion dépend de manière approximative de la longueur du tuyau à la puissance 3. Dans le cas présent, le tronçon L5 à seulement une rigidité égale au tiers de la rigidité du tronçon L2. En conséquence on peut considérer que l’exigence est respectée. Q.9.3.8

Longueur requise du tronçon de tuyau pour f2, déterminée à partir du diagramme

Relier le point d’intersection avec l’échelle A à l’échelle f (f2), l’échelle L donne une longueur requise du tronçon de tuyau Lrequ= 4,1 m. L * avail. 

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L 22  L 26  5,7 m  Lrequ.

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Compte tenu de leurs grandes longueurs les tronçons de la dérivation L4 et L5 ne sont pas une entrave significative à la dilatation f2. Q.9.3.9

Longueur requise du tronçon de tuyau pour f3, déterminée à partir du diagramme

Relier le point d’intersection avec l’échelle A à l’échelle f (f3), l’échelle L donne une longueur requise du tronçon de tuyau Lrequ= 5,7 m. L *avail. L 22 L 26  5,7 m  Lrequ.

Les notes explicatives relatives à f1 sont applicables ici pour découpler la dérivation.

Q.9.3.10 Longueur requise du tronçon de tuyau pour f4, déterminée à partir du diagramme

Relier le point d’intersection avec l’échelle A à l’échelle f (f4), l’échelle L donne une longueur requise du tronçon de tuyau Lrequ= 4,8 m. Lavail. = L4 = 5 m > Lrequ. Q.9.3.11 Longueur requise du tronçon de tuyau pour f5, déterminée à partir du diagramme

Relier le point d’intersection avec l’échelle A à l’échelle f (f5), l’échelle L donne une longueur requise du tronçon de tuyau Lrequ= 4,8 m. Lavail.  L4  5 m  Lrequ.

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Annex Y (informative) Historique de l'EN 13480-3

Y.1 Différences entre l'EN 13480-3:2002 et l'EN 13480-3:2012 L'édition 2012 de l'EN 13480-3 contient l'édition 2002 de la norme et tous les Amendements et corrections publiés depuis. Les modifications techniques majeures concernent : — L'ajout à l'Article 2 de références normatives concernant les types de documents de contrôle pour les produits métalliques et qualification de modes opératoires de soudage pour matériaux métalliques. — La révision du 5.3.2.1 concernant la contrainte de calcul avec fluage du matériau, du 6.6 portant sur les assemblages à brides boulonnées, de l'Article 8 relatif aux ouvertures et raccordements des tubulures, de l'Article 11 sur les attaches intégrales et l'Article 13 sur les supports. — La révision de l'Annexe B relative au calcul plus précis des cintres et des coudes. — La révision de l'Annexe H relative aux caractéristiques de flexibilité, coefficients de flexibilité et d'intensification de contrainte et module d'inertie des composants de tuyauteries et discontinuités géométriques. — La révision de l'Annexe L relative à la stabilité des supports de type linéaire. — La révision de l'Annexe N concernant la documentation relative aux supports. — L'ajout d'une nouvelle Annexe O relative à la méthode alternative pour la vérification des raccordements de tubulures. — L'ajout d'une nouvelle Annexe P relative aux assemblages à brides boulonnées (application de la norme européenne concernant la méthode de calcul des assemblages à brides circulaires avec joint). — L'ajout d'une nouvelle Annexe Q relative à l'analyse de contrainte simplifiée dans les tuyauteries. — La révision de l'Annexe ZA en relation avec la Directive Equipements Sous Pression 97/23/CE. NOTE Les modifications mentionnées comprennent les modifications techniques significatives mais ne représentent pas une liste exhaustive de toutes les modifications.

Y.2 Liste des pages corrigées de la version 2 (2013-08) Pages 9, 10, 392 et 406.

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Annexe ZA (informative) Relation entre la présente Norme Européenne et les exigences essentielles de la Directive UE 97/23/CE

La présente Norme européenne a été élaborée dans le cadre d’un mandat donné au CEN par la Commission européenne afin d'offrir un moyen de se conformer aux exigences essentielles de la Directive Nouvelle approche 97/23/CE. Une fois la présente norme citée au Journal Officiel des Communautés européennes (JOCE) au titre de ladite Directive et dès sa reprise en norme nationale dans au moins un Etat membre, la conformité aux articles de la présente norme indiqués dans le Tableau ZA confère, dans les limites du domaine d’application de la présente norme Européenne, présomption de conformité aux exigences essentielles correspondantes de ladite Directive et de la réglementation AELE associée. Tableau ZA.1 – Correspondance entre la présente Norme européenne et la Directive 97/23/UE Article(s)/sous-paragraphe(s) de la présente EN

Exigences essentielles (EE) de la Directive 97/23/CE, Annex I

4.2

er 2.1 - 1 paragraphe

Conception adaptée en utilisant les facteurs pertinents

Article 5

2.1 - 2e paragraphe

Coefficients de sécurité et marges de sécurité

Article 4

2.2.1 à 2.2.3

4.2

er 2.2.1 - 1 paragraphe

Facteurs à prendre en compte

4.2.2, 4.2.5

e 2.2.1 - 2 paragraphe

Intervention simultanée des chargements

Articles 6, 7, 8, 9, 11 et Annexes B, D, E, H et O

2.2.3

Méthode de calcul

4.2.3.4

er 2.2.3 b) – 1 alinéa

Pression de calcul

4.2.3.5

Remarques/Notes

Conception pour une résistance appropriée

e

Température de calcul et marges

e

2.2.3 b) – 2 alinéa

4.2.3.3

2.2.3 b) – 3 alinéa

Combinaisons de la pression et de la température

Article 5, 12.3

2.2.3 b) – 4e alinéa

Contraintes maximales et concentrations de contraintes

Articles 9, 12

2.2.3 c)

4.3

2.6

Aspects de stabilité Corrosion ou autres attaques chimiques

4.3

2.7

Usure

12.2

6 a)

Risque de surcharge

Article 5, 12.3, 13.3

7.1

Contraintes admissibles

er

5.2.1

7.1.2 - 1 alinéa

Aciers ferritiques

5.2.2

e 7.1.2´- 2 alinéa

Aciers austénitiques

e

5.2.4

7.1.2 - 3 alinéa

4.5

7.2

Acier moulé non-allié ou faiblement allié Coefficients de joint

AVERTISSEMENT — D'autres exigences et d'autres Directives UE peuvent être applicables au(x) produit(s) relevant du domaine d'application de la présente norme Européenne.

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Bibliographie

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