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
CH. 3 : Calcul des pannes
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 .. ≤
2CH. 3 : Calcul des pannes
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
CH. 3 : Calcul des pannes
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
CH. 3 : Calcul des pannes
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 ≈
5CH. 3 : Calcul des pannes
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/
CH. 3 : Calcul des pannes
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
CH. 3 : Calcul des pannes
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
CH. 3 : Calcul des pannes
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
CH. 3 : Calcul des pannes
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
CH. 3 : Calcul des pannes
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
CH. 3 : Calcul des pannes
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
12CH. 3 : Calcul des pannes
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
CH. 3 : Calcul des pannes
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
CH. 3 : Calcul des pannes
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
15CH. 3 : Calcul des pannes
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
CH. 3 : Calcul des pannes
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
CH. 3 : Calcul des pannes
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
CH. 3 : Calcul des pannes
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
CH. 3 : Calcul des pannes
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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