Calcul des pannes

CH. 3 : Calcul des pannes

CH.3 : Calcul des pannes 1- Introduction : Les pannes sont des poutres destinées à transmettre les charges et surcharges s’appliquant sur la couverture à la traverse ou bien à la ferme. En outre, elles peuvent agir comme éléments comprimés en tant que partie du système de contreventement (voir CH.7) et participent à la stabilisation vis-à-vis du déversement de la traverse. Dans les bâtiments industriels, on utilise soit des profilés en I ou [ laminés ainsi que des éléments formés à froid en Z, C, U , soit des treillis pour les portées supérieures à 6 m.

2- Détermination des sollicitations : Compte tenu de la pente des versants, les pannes sont posées inclinées d’un angle (α) et de ce fait fonctionnent en flexion déviée. 2.1- Evaluation des charges et surcharges : a- charges permanentes (G) : Des charges permanentes de couverture, de l’ordre de 25 daN/m2 pour les solutions usuelles comportant un bac acier surmonté d’une isolation thermique, d’une étanchéité et de charges accrochées éventuelles. b- surcharges d’entretien (P) : Dans le cas de toitures inaccessibles en considère uniquement dans les calculs, une charge d’entretien qui est égales aux assistant et qui est équivalente à deux charges concentrées de 100 k2/3 de la portée de la panne. Remarque : D’après les Eurocodes EN 1991-1-1 et 1-3, pour les couvertures do30° on prend des fois comme charge d’entretien une charge minimade la surface de la couverture. C- surcharge climatiques : C.1- surcharge de neige (N) : La surcharge de neige est fonction de l’implantation du site de conet de la forme de la toiture (inclinaison, possibilité d’accumulation). Par projection horizontale : N

Suivant rampant : N Cos α C.2- surcharge du vent (V) : La charge du vent est également fonction de l’implantation du site de construction et de la forme de la construction ; le plus souvent, ces charges agissent en soulèvement, donc en sens inverse des précédentes.

poids d’un ouvrier et son g chacune situées à 1/3 et

nt la pente est inférieure à le de 0.6 kN/m2 (60kg/m2)

struction (région, altitude)

1


Perpendiculaire au versant : V 3- Principe de dimensionnement : Les pannes sont dimensionnées par le calcul pour satisfaire aux vérifications suivantes : 3.1. Vérification à l’état limite ultime 3.1.1. Vérification à la flexion Section de classes 1 et 2 :

0.1.

.

.

. ≤⎟⎟⎠

⎞⎜⎜⎝

⎛+⎟

⎟⎠

⎞⎜⎜⎝

⎛βα

Rdplz

Sdz

Rdply

Sdy

MM

MM

où α et β sont des constantes qui placent en sécurité si elles sont prises égale à l’unité, mais qui peuvent prendre les valeurs suivantes : Pour les sections en I et H : 2=α et 15 ≥= nβ

RdplSd NNn ./= ; Dans notre cas l’effort normal 0=N ⇒ 1=β αcos.. SdSdz QQ = et αsin.. SdSdy QQ =

),,,,max( 54321 QdSdSdSdSdSd QQQQQQ = Actions vers le bas : , , , ↓ G P 'V N1. ↓ PGQSd 5.135.11 +=2. '↓ 5.135.12 VGQSd +=3. ↓ NGQSd 5.135.13 +=4. ↓ )35.1'35.135.14 NVGQSd ++= Actions vers le haut :V ↑ 5. ↑ VGQSd 5.15 −= Remarque : La surcharge d’entretien P ne se combine pas avec les surcharges climatiques. 3.1.2- Vérification au cisaillement : La vérification au cisaillement est donnée par les formules suivantes :

RdplzSdz VV .. ≤ ; RdplySdy VV .. ≤
2


0.

)3/.(

M

yvzRdplz

fAV

γ=

0.

)3/.(

M

yvyRdply

fAV

γ=

avec : αcos. SdSdz VV = et αsin. SdSdy VV = 3.1.3- Vérification au déversement : Flexion simple :

RdbSdy MM .. ≤ Flexion déviée :

0.1.

.

.

. ≤+Rdplz

Sdz

Rdb

Sdy

MM

MM

Calcul du moment ultime :

VGQ Sdz 5.1cos. −= α ↑ (soulèvement) ;

αsin35.1. GQ Sdy = ← 8

2. lSdz

.Q

M Sdy =

8)2/( 2

..

lQM Sdy

Sdz = (sur trois appuis)

0

..

M

yyplRdply

fWM

γ= ;

0

..

M

yzplRdplz

fWM

γ=

Remarque : La composante αsin35.1. GQ Sdy = est généralement faible et peut être négligée dans les calculs. Calcul du moment résistant au déversement :

RdplyLTM

yyplwLTRdb M

fWM .

1

.. .

.. χ

γβχ ==

0.1=wβ pour les sections de classes 1 et 2.

3.2- Vérification à l’état limite de service : La vérification à l’état limite de service se fait avcharges et surcharges de services (non pondérées).

;

très

ec les

3


3.2.1- Vérification à la flèche :

adff ≤

y

Sdz

IElQ

fz .

.'.

3845 4

.= et 200

lf ad = poutre sur deux appuis

z

Sdyy IE

lQf

.)2/.('

.384

05.2 4.= et

2002/lf ad = poutre sur trois appuis

αcos.'' . SdSdz QQ = et αsin.'' . SdSdy QQ =

),,,max(' 4321 SdSdSdSdSd QQQQQ = Actions vers le bas : 1. ↓ PGQSd +=1

2. ↓ '2 VGQSd +=3. ↓ NGQSd +=3

4. )'(9.04 NVGQSd ++= ↓ Actions vers le haut : 5. ↑ VGQSd −=5

Remarque : Compte tenu de la faible inertie transversale des pannes, et dès lors que la pente des versants ( α ) atteint 8 à 10%, l’effet de la charge (perpendiculaire à l’âme de la panne) devient préjudiciable et conduit à des sections de pannes importantes, donc onéreuses.

SdyQ .

La solution consiste a réduire la portée transversale des pannes en les reliant entre elles par des liernes (tirants), situés à mi - portée. Ces liernes sont des tirants qui fonctionnent en traction.

Panne

α

Echantignolle

4


4- Exemple d’application : Soit un portique (ferme) recevant 4 pannes par versant et une panne faîtière. L’écartement horizontal des pannes est de 2.0 m (entre axe 2.04 m). Les fermes sont espacées de 5 m, la pente du versant est de 10.62° ≈ 11° (voir figure ci-dessous).

2 m 2 m 2 m 2 m 2 m 2 m 2 m 2 m

Déterminer la section optimale de la panne intermédiaire afin de résister au chargement donné ci - dessous. a- charges permanentes : G (par m2 de la couverture) Tôle est accessoires de pose : ...........................................17 kg/m2 ↓ Poids propre de la panne : (estimé)................................12 kg/ml ↓ b- surcharges d’entretien : P Deux charges concentrées de 100 kg ↓ chacune situées à 1/3 et 2/3 de la portée. c- surcharge climatique du vent : V (perpendiculaire au versant). Les pannes intermédiaires se trouvent dans les zones H et I.

2/5.65 mdaNV −= ↑ (vers le haut) (voir tableau 9 du CH. 2) d- surcharge climatique de neige : N (par projection horizontale).

2/68 mdaNN = ↓ (voir CH. 3) Solution : 1- Charges et surcharges par mètre linéaire revenant à la panne intermédiaire : 1.1. charges permanentes G : (par m2 de la couverture).

mlkgG /471204.217 =+×= ↓

mldaNG /47=

daNkgf 11 ≈
5


eq

1.2- surcharge climatique du vent V : (perpendiculaire au versant).

mldaNV /62.13304.25.65 −=×−= ↑ 1.3- surcharge climatique de neige N : (par projection

horizontale).

mldaNN /1360.268 =×= ↓ 1.4- Surcharges d’entretien : P La charge uniformément repartie due aux surcharges d’entretien est obtenue en égalisant les deux moments maximaux du à et aux charges ponctuelles

p

eq p . p

8/3/ 2max lpplM eq== ; mldaN

lppeq /54

531008

38

=××

==

2- Combinaisons de charge les plus défavorables : Actions vers le bas : ↓

mldaNPGQ eqSd /5.144545.14735.15.135.11 =×+×=+= mldaNNGQSd /5.2671365.14735.15.135.12 =×+×=+=

Actions vers le haut: ↑

daNVGQ Sdz 23.15462.1335.162.10cos475.1cos. −=×−=−= αmldaNGQ Sdy /7.1162.10sin4735.1sin35.1. =×== α ←

6

ml/


Les combinaisons les plus défavorables à retenir pour les calcules :

α

ySdQ

zSdQ Flexion déviée:

mldaNQSd /5.267= ↓ mldaNQQ SdSdz /263cos. == α

daNmlQ

M SdzSdy 822

80.5263

8

22.

. =×

== y

z

z

y

mldaNQQ SdSdy /3.49sin. == α

daNmlQ

M SdySdz 5.38

85.23.49

8)2/( 22

.. =

×==

Déversement: flexion déviée

mldaNQ Sdz /23.154. −= ↑ mldaNQ Sdy /7.11. = ←

daNmlQ

M SdzSdy 482

80.523.154

8

22.

. =×

==

daNmlQ

M SdySdz 2.9

85.27.11

8)2/( 22

.. =

×==

Remarque : D’après le nouveau règlement (DTR), les charges climatiques ne se combinent pas avec la surcharge d’entretien.

7


3- Vérification à la sécurité : 3.1- Vérification à l’état limite ultime: 3.1.1- Vérification à la flexion : Calcul en plasticité : (Sections de classe 1 et 2)

0.1.

.

.

. ≤⎟⎟⎠

⎞⎜⎜⎝

⎛+⎟

⎟⎠

⎞⎜⎜⎝

⎛βα

Rdplz

Sdz

Rdply

Sdy

MM

MM

où α et β sont des constantes qui placent en sécurité si elles sont prises égale à l’unité, mais qui peuvent prendre les valeurs suivantes : • sections en I et H : 2=α et 15 ≥= nβ avec : 0/ . == RdplSd NNn → 1=β Par tâtonnement on choisit le profilé suivant IPE 100 Classe de la section : Classe de la semelle : (semelle comprimée)

ε102/≤=

ff tb

tc

0.1235235235

===yf

ε

1082.47.52/552/ ≺==

ftb ⇒ semelle de classe 1.

Classe de l’âme : (âme fléchie)

ε72≤=wf td

tc

726.211.46.88 ≺==

wtd ⇒ Ame de classe 1.

La section est de classe 1 Remarque : Les profilés laminés de calibres inférieurs ou égales à l’ IPE 200, sont généralement d’une section de classe 1.

8


Caractéristiques géométriques de l’IPE 100 :

3. 2.34 cmW yel = ; 3

. 78.5 cmW zel =3

. 4.39 cmW ypl = ; 3. 1.9 cmW zpl =

daNmfW

MM

yyplRdply 73.841

1.11023504.39 2

0

.. =

××==

−

γ

daNmfW

MM

yzplRdplz 4.194

1.11023501.9 2

0

.. =

××==

−

γ

Remarque : Dans notre cas, l’effort normal ( 0=SdN ) ⇒ 1=β

0.115.14.1945.38

73.841822 12

.

.

.

. =⎟⎠⎞

⎜⎝⎛+⎟

⎠⎞

⎜⎝⎛=⎟

⎟⎠

⎞⎜⎜⎝

⎛+⎟

⎟⎠

⎞⎜⎜⎝

⎛βα

Rdplz

Sdz

Rdply

Sdy

MM

MM

…………..….non vérifiée.

On augmente la section ; Soit IPE 120

3. 53cmW yel = ; 3

. 64.8 cmW zel =3

. 7.60 cmW ypl = ; 3. 6.13 cmW zpl =

daNmfW

MM

yplRdply 8.1296

1.11023507.60 2

1

.. =

××==

−

γ

daNmfW

MM

yzplRdplz 54.290

1.11023506.13 2

1

.. =

××==

−

γ

0.153.054.2905.38

8.1296822 12

.

.

.

. ≺=⎟⎠⎞

⎜⎝⎛+⎟

⎠⎞

⎜⎝⎛=⎟

⎟⎠

⎞⎜⎜⎝

⎛+⎟

⎟⎠

⎞⎜⎜⎝

⎛βα

Rdplz

Sdz

Rdply

Sdy

MM

MM

………………vérifiée.

9


3.1.2- Vérification au cisaillement : La vérification au cisaillement est donnée par les formules suivantes :

RdplzSdz VV .. ≤

RdplySdy VV .. ≤

0.

)3/.(

M

yvzRdplz

fAV

γ=

0.

)3/.(

M

yvyRdply

fAV

γ=

IPE 120 : ; 23.6 cmAvz =

26.8 cmAvy =

daNlQ

V SdzSdz 5.657

20.5263

2.

. =×

==

daNlQV SdySdy 1.775.23.49625.0)2/.(625.0 .. =××==

( ) daNfA

VM

yvzRdplz 7771

1.13/23503.6)3/.(

0. ===

γ

( ) daNfA

Vm

yvyRdply 10607

1.13/23506.8)3/.(

. ===γ

daNVdaNV RdplzSdz 77715.657 .. == ≺ ………………………..O.K. daNVdaNV RdplySdy 106071.77 .. == ≺ ………………………..O.K.

10


Remarque: Dans le cas de section symétriques en ( I et H ) L’effort tranchant est repris par la section de l’âme ( ), et l’effort tranchant est repris par la section des deux semelles ( ).

SdzV .

vzA SdyV .

vyA( ) et ( ) sont des aires de cisaillement tirées directement des nouveaux tableaux des profilés.

vzA vyA

fwfv trtbtAA )2(2 ++−= ; fvy btA 2=

vzA est parfois donnée par la relation approchée suivante :

wvz htA 04.1≈ avec : hauteur de la section. h

3.1.3- Vérification au déversement : Déversement = Flambement latéral + Rotation de la section transversale. Semelle supérieure : La semelle supérieure qui est comprimée sous l’action des charges verticales descendantes est susceptible de déverser. Vu qu’elle est fixée à la toiture il n’y a donc pas risque de déversement. Semelle inférieure : La semelle inférieure qui est comprimée sous l’action du vent de soulèvement est susceptible de déverser du moment quelle est libre tout au long de sa portée. Calcul du moment ultime :

11


mldaNVGQ Sdz /23.1545.1cos. −=−= α ↑ (Soulèvement).

daNmlQ

M SdzSdy 482

80.523.154

8

22.

. =×

==

mldaNGQ Sdy /7.1162.10sin4735.1sin35.1. =×== α ←

daNmlQ

M SdySdz 14.9

85.27.11

8)2/( 22

.. =

×==

daNmfW

MM

yyplRdply 8.1296

1.11023507.60 2

0

.. =

××==

−

γ

daNmfW

MM

yzplRdplz 54.290

1.11023506.13 2

0

.. =

××==

−

γ

La formule de vérification au déversement est la suivante :

0.1.

.

.

. ≤+Rdplz

Sdz

Rdb

Sdy

MM

MM
12


Calcul du moment résistant au déversement : RdbM .

RdplyLTM

yyplwLTRdb M

fWM .

1

.. .

.. χ

γβχ ==

0.1=wβ Pour les sections de classes 1 et classes 2. L’élancement réduit LTλ est déterminé par la formule suivante : (annexe F à l’Eurocode, §F.2)

[ ] 5.0

1

5.0. .

..w

LT

cr

yyplwLT M

fWβ

λλβ

λ ⎥⎦

⎤⎢⎣

⎡=⎥

⎦

⎤⎢⎣

⎡=

où : επλ 9.931 ==yf

E et yf

235=ε [ en ] yf 2/ mmN

ελ 9.931 = avec : 0.1235235235

===yf

ε

9.930.19.931 =×=λ Pour les poutres à section constante et doublement symétriques (profilés laminés I et H ), l’élancement LTλ vaut :

13


25.025.0

1 //

2011

/

⎥⎥⎦

⎤

⎢⎢⎣

⎡⎟⎟⎠

⎞⎜⎜⎝

⎛+

=

s

z

zLT

ehiL

C

iLλ

IPE 120 : ; ;cmiz 45.1= cmh 12= cmes 63.0= Dans le cas des poutres soumises aux moments d’extrémités :

7.252.040.188.1 21 ≤+−= ψψC

b

a

MM

=ψ avec : ba MM ≺

Poutre simplement appuyée avec lierne à mi-travée:

cmL 250= : longueur libre entre appuis latéraux

0==MM aψ → 88.11 =C

7.83

63.0/1245.1/250

201188.1

45.1/25025.02

5.0

=

⎥⎥⎦

⎤

⎢⎢⎣

⎡⎟⎠⎞

⎜⎝⎛+

=LTλ

[ ] 89.09.937.83. 5.0

1

==⎥⎦

⎤⎢⎣

⎡= w

LTLT β

λλλ

[ ] [ ]

968.089.0)2.089.0(21.015.0)2.0(15.0 22

=+−+=+−+= LTLTLTLT λλαϕ

[ ] [ ] 74.089.0968.0968.0

115.0225.022=

−+=

−+=

LTLTLT

LTλϕϕ

χ

Calcul de LTχ à l’aide du tableau 5.5.2 de l’Eurocode 3. Les valeurs du coefficient de réduction LTχ pour l’élancement réduit approprié LTλ peuvent être obtenues à partir du tableau 5.5.2 de L’EC3 (voir annexe 4) avec LTλλ = et LTχχ = , en utilisant :

• La courbe a pour les profils laminés. • La courbe c pour les profils soudés.

14


89.0=LTλ

Par interpolation linéaire entre les valeurs de 8.0=LTλ et 9.0=LTλ

740.0)7339.07957.0.()8.09.0()8.089.0(7957.0)(

))()(.()()()( 2112

11

=−−−

−=

−−−

−=

xf

xfxfxxxxxfxf

Remarque : On utilisant les tableaux de l’annexe 6, on calcul directement les valeurs du coefficient de réduction de LTχ sans utiliser les interpolations :

→ tableau de l’annexe 6 (courbe de flambement a) : on lit directement 89.0=LTλ7405.0=LTχ

kgmMM RdplyLTRdb 6.9598.1296740.0. .. =×== χ

0.154.054.290

14.96.959

482

.

.

.

. ≤=+=+Rdplz

Sdz

Rdb

Sdy

MM

MM

…………Vérifiée

3.2- Vérification à l’état limite de service : 3.2.1- Vérification à la flèche : Le calcul de la flèche se fait par la combinaison de charges et surcharges de services (non pondérées). Actions vers le bas :

mldaNNGQSd /183136471 =+=+= ↓ mldaNPGQSd /10154471 =+=+= ↓

Actions vers le haut :

mldaNVGQSd /42.8762.13347cos2 −=−=−= α ↑ mldaNQQMaxQ SdSdSd /183),( 21 ==

mldaNQQ SdSdz /8.179cos.. == α

mldaNQQ SdSdy /7.33sin.. == α

Condition de vérification :

adff ≤

avec : 200

lf ad =

• Flèche verticale (suivant zz’): sur deux appuis
15


cmlfad 5.2200500

200===

y

Sdzz IE

lQf

..

.384

5 4.=

( )

adz fcmf ≺19.28.317101.2

500.108.179.384

56

42

=××

×=

−

………………OK.

• Flèche latérale (suivant yy’): sur trois appuis

cmlfad 25.1200250

2002/

===

z

Sdyy IE

lQf

.)2/.(

.384

05.2 4.=

( )ady fcmf ≺12.0

65.27101.2250.107.33.

38405.2

6

42

≈××

×=

−

……………..OK.

Conclusion : Le profilé choisi IPE 120 convient pour les pannes.

16


5- Calcul des liernes 5.1- Introduction : Les liernes sont des tirants qui fonctionnent en traction. Ils sont généralement formés de barres rondes ou de petites cornières. Leur rôle principal est d’éviter la déformation latérale des pannes. Compte tenu de la faible inertie transversale des pannes, et dès lors que la pente des versants ( α ) atteint 8 à 10%, l’effet de la charge (perpendiculaire à l’âme de la panne) devient préjudiciable et conduit à des sections de pannes importantes, donc onéreuses.

SdyQ .

La solution consiste à réduire la portée transversale des pannes en les reliant entre elles par des liernes (tirants), situés à mi - portée. Chaque fois que les pannes en profilés sont disposées normalement au versant, il convient de les entretoiser par un ou plusieurs cours de liernes en fer rond ou en cornière. Ces liernes, reliées entre eux au niveau du faîtage, permettent d’éviter la déformation latérale des pannes, très préjudiciable au bon aspect de la couverture. 5.2- Calcul de l’effort maximal revenant aux liernes : La réaction R au niveau du lierne :

2/25.1 lQR y ×= daN15450.23.4925.1 =××= Effort de traction dans le tronçon de lierne L1 provenant de la panne sablière :

TR

1 2= daN0.77

2154

==

Effort dans le tronçon L2 : T R T2 1= + daN2310.77154 =+= Effort dans le tronçon L3 : T R T3 2= + daN385231154 =+= Effort dans les diagonales L4 : 34 sin.2 TT =θ

°== 2.395.2

04.2arctgθ ; daNT

T 6.3042.39sin2

385sin2

34 ===

θ

Remarque : Les liernes sont des tirants qui fonctionnent en traction et qui sont soumis à des efforts croissants, au fur et à mesure qu’ils se rapprochent du faîtage. Les efforts de traction sollicitant les liernes ne peuvent pas être attachés aux pannes faîtières, qui périraient transversalement. Ils sont donc transmis aux fermes (traverse) par des tirants en diagonale (bretelles).

17


5.3- Dimensionnement des liernes : Le tronçon le plus sollicité est L3. Elément tendu:

RdplSd NN .≤

0.

.

M

yRdpl

fAN

γ= : Résistance plastique de la section brute

03

.

M

ySd

fATN

γ≤= ;

y

M

fTA 03.γ≥

2180.02350

1.1385 cmA =×

≥

22 180.04/ cmA ≥= πφ ; cm48.0180.04=

×≥

πφ

Soit une barre ronde de diamètre : φ = 0.50 cm = 5 mm. Pour des raisons pratiques et pour plus de sécurité, on opte pour une barre ronde de diamètre φ = 10 mm

18


6- Calcul de l’échantignolle : 6.1- Introduction : L’échantignolle est un dispositif de fixation permettant d’attacher les pannes aux fermes. Elle est réalisée au moyen d’un plat plié ; elle est dimensionnée en flexion sous l’effet de l’effort de soulèvement du vent et de l’effort suivant versant. 6.2- Calcul des charges revenant à l’échantignolle : Effort de soulèvement :

mldaNVGQ Sdz /23.1545.1cos. −=−= α ↑ Effort suivant rampant :

mldaNGQ Sdy /7.11sin35.1. == α ← L’excentrement « t » est limité par la condition suivante :

)2/(3)2/(2 btb ≤≤ Pour IPE 140 :

cmb 3.7= et cmh 14=

cmt 95.103.7 ≤≤ ; soit cmt 9= Echantignolle de rive :

daNlQR Sdzz 6.3852/523.1542/. =×=×=daNlQR Sdyy 25.292/57.112/. =×=×=

Echantignolle intermédiaire :

daNRz 2.7716.3852 =×= ; Ry 5825.292 =×=

Calcul du moment de renversement :

hRtRM yzR 735075.5892.7712/ =×+×=×+×=

daN5.

daNcm3.

19


6.3- Dimensionnement de l’échantignolle : Flexion simple Remarque : Généralement les échantignolles sont des éléments formés à froid. La classe de la section est au moins de classe 3.

RdelSd MM .≤

0.

.

M

yelRdel

fWM

γ= : Moment de résistance élastique de la section brute.

0

.

M

yelRSd

fWMM

γ≤=

6.4- Calcul de l’épaisseur de l’échantignolle :

y

MRel f

MW 0.γ

≥

244.32350

1.13.7350 cmWel =×

≥

6

2ebWel×

= pour les sections rectangulaires

aWe el×

≥6 cm17.1

1544.36

=×

= ; soit e = 12 mm

Remarque : La largeur de l’échantignolle (b = 15 cm) est calculée après avoir dimensionné la membrure supérieure de la ferme, 2L70×70×9 (voir CH.8 : calcul des fermes).

b=7+7+1 = 15 cm ; avec l’épaisseur du gousset de 10 mm.

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Calcul des pannes

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