construction métallique

I

Département Génie Civil

Mémoire de Construction métallique II

Année Universitaire : 2015/2016

Conception et dimensionnement d’un batiment

métallique de type « halle » : Fondrie

Préparé par :

Emna Jarraya

Takoua El Kheribi 3AGC3

Table des matières

Introduction générale .......................................................................................... 8

I. Présentation du projet .................................................................................. 9

1. Données géométriques de l’ouvrage : ............................................................................... 9

2. Données du projet : ........................................................................................................... 9

II. Conception de l’ossature ............................................................................ 10

1- La structure principale ............................................................................................... 10

1.1- Choix de la traverse ............................................................................................... 10

1.2- Les poteaux ............................................................................................................ 10

2- Eléments des enveloppes ............................................................................................... 10

2.1- Choix de la couverture ................................................................................................ 10

2.2-Choix des bardages ...................................................................................................... 11

3- Structures secondaires .................................................................................................... 11

3.1- Les pannes................................................................................................................... 11

3 .2- les lisses ..................................................................................................................... 12

3.3- Système de contreventement ...................................................................................... 12

III. Calcul des charges du vent ........................................................................ 13

1.Effet de la hauteur au-dessus du sol ................................................................................. 13

2. Effet du site : ................................................................................................................... 14

3. Effet de masque .............................................................................................................. 14

4- Effet de dimensions ........................................................................................................ 14

5- Amplification dynamique ............................................................................................... 15

6-coefficient résultant ......................................................................................................... 15

6.1- Vent long pan .............................................................................................................. 15

6.1.1- Coefficient extérieur Ce ................................................................................................... 16

6.1.2- Coefficient intérieur Ci .................................................................................................... 16

6.1.3-Coefficient résultant Cr et pression dynamique ................................................................ 16

6.2- Vent pignon ................................................................................................................ 19

6.2.1- Coefficient extérieur Ce .................................................................................................. 20

6.1.2- Coefficient intérieur Ci .................................................................................................... 20

6.1.3-Coefficient résultant Cr .................................................................................................... 20

III.8.3-Calcul d’action de vent ........................................................................................... 23

IV. Dimensionnement des pannes.................................................................... 23

1-Evaluation des charges .................................................................................................... 24

2- Combinaisons d’action et charges surfaciques ............................................................... 24

3-Charges linéiques et sollicitations ................................................................................... 25

4- Choix de la section ......................................................................................................... 25

5- Vérification de la condition de flèche............................................................................. 26

6 -Vérification de la classe de la section ............................................................................. 28

7 -Vérification de la résistance ........................................................................................... 28

7.1 Vérification du moment fléchissant ............................................................................. 28

7.2 Vérification de l’effort tranchant ................................................................................. 29

7.3 Interaction entre effort tranchant et moment fléchissant.............................................. 29

8 -Vérification de la stabilité .............................................................................................. 30

8.1 Stabilité vis à vis au déversement ................................................................................ 30

8.2 Stabilité vis à vis au voilement .................................................................................... 32

9- Calcul des liernes : .......................................................................................................... 32

9.1 Calcul de l’effort maximal revenant aux liernes : ........................................................ 32

9.2 Dimensionnement des liernes : .................................................................................... 33

V. Dimensionnement des lisses de bardages : .............................................. 33

1-Evaluation des charges .................................................................................................... 34

2-Combinaisons d’action .................................................................................................... 34

3- Charges linéiques et sollicitations .................................................................................. 35

4- Choix de la section ........................................................................................................ 35

5-Vérification de la résistance ............................................................................................ 37

6-Vérification de la stabilité ............................................................................................... 38

6.1-Stabilité vis-à-vis au déversement ............................................................................... 38

6.2-Stabilité vis à vis au voilement .................................................................................... 39

7. Calcul des suspentes : ..................................................................................................... 39

7.1- Calcul de l’effort maximal revenant aux suspentes : .................................................. 39

7.2- Dimensionnement des suspentes : .............................................................................. 40

VI Dimensionnement des Potelets ................................................................... 40

1- Calcul des efforts appliqués sur le potelet ...................................................................... 40

2- Choix du profilé : ............................................................................................................ 41

3- Vérification du potelet HEA 280 en flexion composée .................................................. 42

3.1 -Classe de la section ..................................................................................................... 42

3.2 -Vérification du flambement ........................................................................................ 42

3.3 -Vérification du déversement : ..................................................................................... 43

L’élancement réduit du potelet vis-à-vis au déversement est donné par : ......................... 43

4- Critère de résistance ....................................................................................................... 44

VII. Dimensionnement des traverses ............................................................... 45

1. Descente des charges ................................................................................................. 45

1.1. Combinaison des charges à l’ELU ......................................................................... 45

1.2. Combinaison des charges à l’ELS ......................................................................... 45

2. Détermination des actions suivant les deux axes du repère local de la traverse : ..... 46

2.1. Actions à l’ELU ..................................................................................................... 46

2.2. Actions à l’ELS ...................................................................................................... 46

3. Calcul des sollicitations ............................................................................................. 47

4. Choix du profilé ......................................................................................................... 49

4.1. Critère de résistance ............................................................................................... 49

5. Vérification de la section ........................................................................................... 51

5.1. Vérification de la classe de la section .................................................................... 51

5.2. Vérification de l’effort tranchant ........................................................................... 51

5.3. Vérification de la stabilité ...................................................................................... 51

6. Vérification de la section ........................................................................................... 56

6.1. Vérification de la classe de la section .................................................................... 56

6.2. Vérification de l’effort tranchant ........................................................................... 56

6.3. Vérification de la stabilité ...................................................................................... 56

VIII. Calcul des Poteaux ................................................................................ 59

1-Calcul des efforts appliqués sur le poteau ....................................................................... 60

2-Pré-dimensionnement du poteau ..................................................................................... 60

3-Vérification de classe de la section ................................................................................. 61



6-Vérification de stabilité ................................................................................................... 62

7- Récapitulatif des résultats ............................................................................................... 66

IX. Assemblage pied de poteau/potelet ........................................................... 66

1 -Dimensionnement des boulons ....................................................................................... 66

X. Etude estimative du coût ............................................................................ 68

1. Devis quantitatif : ............................................................................................................ 68

2. Devis estimatif ................................................................................................................ 69

Conclusion .......................................................................................................... 70

Liste des figures Figure 1 : La géométrie du projet ........................................................................................... 9

Figure 2 : tableau de la pression dynamique de base ............................................................... 13

Figure 3 : tableau du coefficient du site ................................................................................... 14

Figure 4 :l’abaque du coefficient des dimension ..................................................................... 15

Figure 5 :Cas du vent long pan ................................................................................................. 16

Figure 6 :tableau des valeurs limites des pression dynamiques corrigées ............................... 17

Figure 7 :Cas du vent pignon ................................................................................................... 19

Figure 8 :Tableau des valeurs limites des pressions dynamique corrigées .............................. 20

Figure 9 : Les caractéristiques du profilé IPE100 .................................................................... 26

Figure 10 : Calcul des liernes ................................................................................................... 32

Figure 11 : La position du bardage ........................................................................................... 34

Figure 12Calcul des suspentes ................................................................................................. 39

Figure 13 Modélisation mécanique de la traverse .................................................................... 47

Figure 14 : diagramme du moment .......................................................................................... 48

Figure 15 : diagramme d'effort tranchant ................................................................................. 48

Figure 16 : diagramme d'effort normal .................................................................................... 48

Figure 17 : diagramme du moment pour un IPE220 ................................................................ 50

Figure 18 : diagramme du l’effort tranchant pour un IPE220 .................................................. 50

Figure 19 : diagramme du l’effort normale pour un IPE220 .................................................... 50

Figure 20 : Diagramme du l’effort normal pour le profilé IPE O 270 ..................................... 55

Figure 21 : Diagramme du l’effort tranchant pour le profilé IPE O 270 ................................ 55

Figure 22 : Diagramme du moment pour le profilé IPE O 270 ................................................ 55

Liste des tableaux

Tableau 1 : La géométrie du projet ........................................................................................ 9

Tableau 2 : Récapitulation de la conception de la structure ..................................................... 13

Tableau 3 : Coefficient résultant de la surpression pour un vent long pan .............................. 17

Tableau 4 : La pression dynamique de la surpression pour un vent long pan .......................... 18

Tableau 5 : Coefficient résultant de la dépression pour un vent long pan ............................... 18

Tableau 6 : La pression dynamique de la dépression pour un vent long pan ........................... 19

Tableau 7 : Coefficient résultant de la surpression pour un vent pignon ................................. 21

Tableau 8 :La pression dynamique de surpression pour un vent pignon ................................. 21

Tableau 9 : Coefficient résultant de la dépression pour un vent pignon .......................... 22

Tableau 10 La pression dynamique de surpression pour un vent pignon ................................ 22

Tableau 11:Tableau récapitulatif des pressions en( daN/m2) ................................................... 23

Tableau 12: pressions de vent finales ....................................................................................... 23

Tableau 13 :Les combinaisons d’action à l’ELU et à l’ELS pour les pannes .......................... 24

Tableau 14 : Les charges linéiques et sollicitations à l’ELU et à l’ELS pour les pannes ........ 25

Tableau 15 : Les charges linéiques .......................................................................................... 26

Tableau 16 : Vérification de la flèche ................................................................................... 26

Tableau 17 : Les caractéristiques géométriques du profilés IPE120 ....................................... 27

Tableau 18 : Vérification de la flèche pour la faible inertie ..................................................... 27

Tableau 19 : Paramètres de déversement de la panne .............................................................. 31

Tableau 20: charges linéiques .................................................................................................. 35

Tableau 21:moment fléchissant ................................................................................................ 35

Tableau 22: Effort tranchant .................................................................................................... 35

Tableau 23 : Les caractéristiques géométriques du profilé IPE120 ......................................... 36

Tableau 24 : Paramètres de déversement du potelet ................................................................ 44

Tableau 25 : Paramètre de déversement de la poutre ............................................................... 53

Tableau 26 : Paramètre de déversement de la poutre ............................................................... 58

Tableau 27 : Devis quantitatif des poteaux et potelets ............................................................. 68

Tableau 28 : Devis quantitatif des pannes ................................................................................ 68

Tableau 29 :Devis quantitatif des lisses ................................................................................... 68

Tableau 30 : Récapitulatif des prix des différents éléments ..................................................... 69

Introduction générale

Un projet de conception et de calcul des structures de construction métallique s’avère

important à ce stade afin de consolider les connaissances recueillis durant notre formation et

d’acquérir un savoir complet assurant la réussite dans le futur en tant que professionnel.

Dans ce cadre, on fait l’étude de la structure d’un bâtiment de type halle en charpente

métallique. Cette étude comporte les différentes parties suivantes. En premier lieu, on va

présenter le projet objet de cette mémoire. Le deuxième et le troisième partie sont réservés

pour présenter la conception structurale ainsi que l’étude de vent. Les parties qui suivent sont

consacrés pour le dimensionnement des différents éléments de la structure respectivement

pannes, lisses, potelets, butons, fermes a âme plaine et poteaux.. La dernière partie est pour la

modélisation et le dimensionnement sur le logiciel « Robot ». Et on finira par une étude

estimative des différents éléments choisis pour ce projet.

I. Présentation du projet

Le présent projet est un bâtiment métallique qui est une fonderie située dans la région de Bir

Mcherga au gouvernorat de Zaghouan.

1. Données géométriques de l’ouvrage :

Figure 1 : La géométrie du projet

Longueur :a 60m

Largeur : b 21m

Hauteur : H 13.5m

Inclinaison : α 10°

Tableau 1 : La géométrie du projet

2. Données du projet :

Notre projet est un bâtiment à usage industriel, à un seul étage et à base rectangulaire.

Notre fonderie est une construction fermée et qui est situé dans un site fermé.

- Nuance de l’acier : S235

- Pieds de poteaux : articulés

- Charges :

Poids propre des couvertures bacs acier, isolation et étanchéité multicouche :

Gcouv =0,25 kN/m²;

Poids propre du bardage, isolation et accessoires de pose : Gbard = 0,22 kN/m²;

Poids propre des pannes (ou lisses) : Gsecond estimé à 0,1 kN/m²;

Charges d’entretien : Qentretien = 0,2 kN/m2;

Charges de poussière : Qpoussière = 0,15 kN/m²

II. Conception de l’ossature

Le but de cette étape est de concevoir une structure optimale c'est-à-dire une structure rigide,

résistante et au même temps économique. C’est pourquoi la conception est la phase la plus

importante et pertinente du projet, en effet c’est là où se manifeste l’esprit d’ingénierie.

Le choix de la structure dépond du certain facteurs :

Respecter les plans architecturaux.

Les charges permanentes et surcharges d’exploitation.

Le site naturel du terrain et sa portance.

Le fonctionnement et l’exploitation de l’ouvrage.

L’implantation du bâtiment, etc.

1- La structure principale

1.1- Choix de la traverse

La largeur de la fonderie est 21.Cette largueur n’est pas très importante ; c’est pour

cela qu’on va utiliser des fermes à âme pleine. Pour les poteaux recevant les fermes peuvent

être des poteaux courants à âme pleine ce qui est généralement, le cas pour des raisons

d’économies.

Entraxe des portiques

L’espacement le plus économique des portiques est de 5 à 8 m. On va adopter des

entraxes de 6m, et puisqu’on a une longueur de 60m :

𝐍𝐩 = 𝟔𝟎

𝟔 = 𝟏𝟎𝐩𝐨𝐫𝐭𝐢𝐪𝐮𝐞𝐬

1.2- Les poteaux

Un poteau est une pièce de la structure d'un ouvrage sur laquelle se concentrent de

façon ponctuelle les charges de la charpente.

Le choix du type de section pour les poteaux dépend de plusieurs paramètres :

- Le type de sollicitation (l’importance relative de la flexion dans le plan du portique, de la

flexion hors du plan du portique et de l’effort normal)

- L’élancement des poteaux dans le plan et hors du plan du portique (phénomène de

flambement)

- Le type de section choisie pour la traverse et la liaison prévue avec le poteau,

- La présence d’une poutre de roulement de pont roulant et le mode de fixation de celle-ci,

- La présence de lisses de façades.

2- Eléments des enveloppes

2.1- Choix de la couverture

Il y a plusieurs types de couvertures qui peuvent être mises en place sur une charpente

métallique tel que couverture en tôle bac acier, fibrociment, panneau sandwich...Pour ce

projet, on va utiliser les panneaux sandwich vu ses avantages et la facilité de leurs montage.

En plus il s’agit d’une fonderie d’où l’obligation de. Il se fixe avec des vis auto foreuses

adaptées aux différentes sections d'ossature métallique.

La somme des charges descendantes non pondérées appliquées sur la toiture est donnée

par : Gcouv+Gentretient+ Gpoussière = 25+20+15 = 60 daN/m2.

D’après le catalogue des panneaux sandwichs on va utiliser une tôle d’épaisseur 3 cm ce

qui nous permet de choisir le type de couverture suivant :

2.2-Choix des bardages

Les principaux facteurs à prendre en compte lors de la sélection de produits et de systèmes de

façade peuvent être résumés comme suit :

Assurer la fonction élémentaire de protection face aux intempéries.

Être agréable d'un point de vue esthétique (le bardage est l'élément le plus visible d'un

bâtiment, quel qu'il soit) et offrir une variété de couleurs et de finitions.

Fournir une bonne isolation thermique et satisfaire aux exigences acoustiques,

Satisfaire aux règlements en vigueur en matière de protection incendie.

Être suffisamment résistants et rigides pour pouvoir résister aux effets d'un impact et

prévenir les dommages dus aux charges de vent.

3- Structures secondaires

3.1- Les pannes

La panne est une pièce de charpente posée horizontalement sur les fermes. Elle

supporte la couverture qui peut être en fibrociment, tôles ou panneaux sandwichs. En fonction

de sa position dans la charpente, la panne prend un nom particulier : - La panne faîtière, située

au sommet de la charpente.

Les pannes, comme indique la figure suivante, sont des éléments porteurs secondaires

de la structure métallique ayant pour rôle de transmettre les charges de la couverture vers les

éléments porteurs principaux (les fermes).

Pour ce projet :

L’inclinaison des trois traverses est de 10° :

Donc le toit de portée : 𝐿𝑡𝑟𝑎𝑣𝑒𝑟𝑠𝑒 =10.5

cos (10°)= 10,67 𝑚

Il nous faut 8 pannes d’entraxe 1,5m.

Portée des pannes : C’est l’entraxe des traverses ou portiques. Dans ce projet les

pannes sont de portée égale à 6m.

Nombre des pannes : notre bâtiment dispose de 8 pannes par versant.

On va concevoir cette halle avec 8 pannes par versant espacé de 1.5 m, donc 16 pannes par

portique.

Npannes = 160 pannes

3 .2- les lisses

La lisse de bardage est un élément qui repose sur les poteaux et servent comme support

pour les panneaux de bardage. On va choisir de travailler avec des lisses isostatiques.

Face long-pan :

Portée des lisses : C’est l’entraxe des fermes ou portiques. Dans ce projet les lisses sont

de portée égale à 6m.

Entraxe des lisses : On va choisir un entraxe de 1,5m

𝑁𝑙𝑖𝑠𝑠𝑒𝑠 = 8

Face pignon

Pour la face pignon, 3 potelets espacés de 6m ont étaient disposés pour reprendre

l’effet du vent de succion et le transmettre par la suite à des butons. De plus les

potelets ont étaient disposés pour servir comme support pour les lisses et ainsi

diminuer la portée de ces derniers.

3.3- Système de contreventement

Les contreventements sont des éléments stabilisateurs qui permettent à la structure de

résister aux forces horizontales en les transférant jusqu’aux fondations. Ils contribuent aussi à

la limitation des déformations et à l’augmentation de la stabilité de la structure.

Les actions dont ils sont soumis sont dus aux :

- vent agissant sur les façades de la structure.

- les actions horizontales des ponts roulants agissant sur les voies de roulement.

- les actions verticales (poids propre,…) puisqu’on est dans le cas d’une toiture inclinée.

Récapitulation :

Il s’agit d'un bâtiment métallique de type halle à base rectangulaire de longueur 60 m ;

l’espacement des portiques est compris entre 4.5m et de 10 m ; soit 10 portiques

espacés de 6m.

Les poteaux ont une hauteur totale de 13.5 m et leurs pieds sont articulés.

La largeur du bâtiment est de 21m

8 pannes équidistantes de 1.5 m

8 lisses équidistantes de 1.5 m

10 traverses

Tableau 2 : Récapitulation de la conception de la structure

nombres Entraxe (m) Longueur (m)

Portiques 10 6 13.5

Poteaux 20 6 13.5

pannes 8 1.5 6

lisses 8 1.5 6

traverse 10 6 10.66

III. Calcul des charges du vent

Les charges du vent sont des charges variables déstabilisantes qu’on doit prendre en compte

lors de dimensionnement des éléments structuraux.

Dans cette partie, on établira le calcul des charges du vent selon NV65.

La pression dynamique de calcul est donnée par la formule suivante :

P = qh . KS . Km . δ. ß. Cr

1.Effet de la hauteur au-dessus du sol

Pour une hauteur h≤ 500𝑚 , on a : qh = 2.5 𝑕+18

𝑕+60𝑞10

Or 𝐻 = 13.5𝑚

𝑓 =𝑏

2𝑡𝑔𝛼 =

21

2𝑡𝑔 10 = 1.85 𝑕 = 𝐻 + 𝑓 = 15.35 𝑚

D’après le tableau suivant 𝑞10 = 70𝑑𝑎𝑁/𝑚2 puisque le projet est situé dans la région II dans

un site normal.

Figure 2 : tableau de la pression dynamique de base

𝐪𝐡 = 𝟕𝟕. 𝟒𝟓 𝐊𝐍/𝐦²

2. Effet du site :

Notre site est normal situer dans la région II, donc d’après le tableau de NV65, le coefficient

de site vaut :

Ks=1

Figure 3 : tableau du coefficient du site

3. Effet de masque

Il y a effet de masque lorsqu'une construction est masquée partiellement ou totalement

par d'autres constructions ayant une grande probabilité de durée.

Pour des raisons de sécurité, on prend généralement un coefficient de masque :

Km=1

4- Effet de dimensions L’action du vent s’exerçant sur une paroi est variable dans l’espace à cause des tourbillons

locaux qui sont faible lorsque la surface est grande. Alors on doit tenir compte de ce

phénomène par l’utilisation du coefficient δ, dit coefficient de réduction des pressions

dynamiques ou bien coefficient de dimension.

On détermine ce coefficient δ à partir d’une abaque affectant la pression dynamique.

Figure 4 :l’abaque du coefficient des dimension

Pour notre cas 𝛿𝑎=0.722

𝛿𝑏=0.788

5- Amplification dynamique On ajoute aux effets statiques précédemment définis les effets dynamiques qui dépendent des

caractéristiques mécaniques et aérodynamiques de la construction. Ces actions dynamiques

dépendent aussi de la fréquence propre fondamentale de vibration de la construction et sont

caractérisées par le coefficient de majoration β.

Pour notre cas le vent est supposée statique alors β =1.

6-coefficient résultant

𝜆𝑎=𝑕

𝑎 = 0.256

𝜆𝑏=𝑕

𝑏 = 0.731

6.1- Vent long pan

Figure 5 :Cas du vent long pan

Vent normal à la grande face Sa 𝜆𝑎 < 0.5𝜆𝑏 = 0.731

Ɣ0 = Ɣ𝑎 = 1

6.1.1- Coefficient extérieur Ce

Parois vertical

Dans le cas de vent normal appliqué à des parois verticales on a

Face au vent : Ce=+ 0.8

Face sous le vent Ce= -(1.3.Ɣ0 – 0.8) = -0.5

Vent normal aux génératrices applicable à des toitures à versants plans

𝑓

𝑕=

1.85

15.35= 0.12 < 0.5 donc Ce est en fonction de α et Ɣ0

Face au vent : Ce= -0.34

Face sous le vent Ce=-0.67

6.1.2- Coefficient intérieur Ci

Le bâtiment est fermé

Soit une surpression Ci= +0.6.(1.8-1.3.Ɣ0) = 0.3

et une dépression Ci=-0.6.(1.3.Ɣ0– 0.8)= -0.3

6.1.3-Coefficient résultant Cr et pression dynamique

La plus grande dimension de la face Sa offerte au vent est a=60m alors 𝛿 = 𝛿𝑎 = 0.722

Cr = Ce - Ci

P = qh . KS . Km .δ. ß. Cr alors P = 77.45 × 1 × 1 × 0.722 × 1 × Cr =55.92Cr

On doit par la suite corriger la pression dynamique

Figure 6 :tableau des valeurs limites des pression dynamiques corrigées

Surpression

Tableau 3 : Coefficient résultant de la surpression pour un vent long pan

Ce Ci Cr

Tableau 4 : La pression dynamique de la surpression pour un vent long pan

Pression (daN/m²) Pression corrigée (daN/m²)

Dépression :

Tableau 5 : Coefficient résultant de la dépression pour un vent long pan

Ce Ci Cr

Tableau 6 : La pression dynamique de la dépression pour un vent long pan


6.2- Vent pignon

Figure 7 :Cas du vent pignon

Vent normal à la petite face Sb 𝜆𝑏 < 1

𝜆𝑎 = 0.256

Ɣ0

= Ɣ𝑏

= 0.85

6.2.1- Coefficient extérieur Ce

Parois vertical

Dans le cas de vent normal appliqué à des parois verticales on a

Face au vent : Ce= +0.8

Face sous le vent Ce= -(1.3.Ɣ0 – 0.8) = -0.305

Vent parallèle aux génératrices applicable à des toitures à versants plans

𝑓

𝑕=

1.85

15.35= 0.12 < 0.5 Donc Ce est en fonction de α=0 et Ɣ0

Face au vent : Ce= -0.27

Face sous le vent Ce=-0.27

6.1.2- Coefficient intérieur Ci

Le bâtiment est fermé

Soit une surpression Ci= +0.6.(1.8-1.3.Ɣ0) = +0.417

et une dépression Ci=-0.6.(1.3.Ɣ0– 0.8)= -0.183

Or −0.2 < 𝐶𝑖 = −0.183 < 0 alors 𝐶𝑖 = −0.2 pour la dépression

6.1.3-Coefficient résultant Cr

La plus grande dimension de la face Sb offerte au vent est b=21m alors 𝛿 = 𝛿𝑏 = 0.788

Cr = Ce - Ci

P = qh . KS . Km .δ. ß. Cr alors P = 77.45 × 1 × 1 × 0.788 × 1 × Cr = 61.03 Cr

On doit par la suite corriger la pression dynamique

Figure 8 :Tableau des valeurs limites des pressions dynamique corrigées

Surpression

Tableau 7 : Coefficient résultant de la surpression pour un vent pignon

Ce Ci Cr

Tableau 8 :La pression dynamique de surpression pour un vent pignon


Dépression :

Tableau 9 : Coefficient résultant de la dépression pour un vent pignon

Ce Ci Cr

Tableau 10 La pression dynamique de surpression pour un vent pignon


III.8.3-Calcul d’action de vent

Tableau 11:Tableau récapitulatif des pressions en( daN/m2)

Au vent Sous vent Au vent Sous vent

Parois verticales Sa Parois verticales Sb

Surpression +30 -44.73 +30 +44.06

Dépression 61.512 -30 61.03 -30

Toitures

Surpression -54.24 -35.79 -41.93 -41.93

Dépression -30 -30 -30 -30

Tableau 12: pressions de vent finales

Parois verticales Toitures

Surpression Dépression Surpression Dépression

Pression

(daN/m²)

-44.73 +61.512 -54.24 -30

On retient les résultats suivants

Vent de pression sur parois verticales : 𝑊→ = 615.12 N/m²

Vent de soulèvement sur toiture : 𝑊↑ = −542.4N/m²

IV. Dimensionnement des pannes

Les pannes sont des éléments porteurs secondaires dont la fonction principale s’agit de

reprendre les actions permanentes des éléments de couverture ainsi que la surcharge due au

vent et les transmettre aux éléments porteurs principaux.

La toiture a une pente de 10°. Les charges gravitaires en toiture vont introduire dans les

pannes une situation bi axiale. La panne à une portée de 6 mètres pour les pannes

intermédiaires et 4.5 m pour les pannes extérieures et l’écartement entre les pannes est de

1.9 m.

Figure9: modélisation d'une panne

Cosα=0.985

Sinα=0.174

1-Evaluation des charges

Les charges qui agissent de façon continue sur l’ossature du bâtiment sont :

Poids propre des couvertures : Gcouv = 0,25 kN/m²

Poids propre des pannes: Gsecond = 0,1 kN/m2

Ainsi, la charge permanente totale G est égale à : G = Gcouv + Gsecond

G = 0,35 kN/m²

Les charges d’exploitation sont :

Charges de poussière : Qpoussiére = 0,15kN/m²

P= 0,15 kN/m²

Charges d’entretien : Qentretien = 0,2 kN/m²

Q = 0,2 kN/m²

La surcharge du vent

Vent de soulèvement sur toiture : W↑ = 542.4 N/m²

W = 0,5424 kN/m²

2- Combinaisons d’action et charges surfaciques

Tableau 13 :Les combinaisons d’action à l’ELU et à l’ELS pour les pannes

Qy (kN/m²) Qz (kN/m²)

Les combinaison à ELU

charge ascendante G+We=G+1.75W 0.061 -0.605

charge descendante

1.35G+1.5Q+1.5*0.87P 0.168 0.954

1.35G+1.5P+1.5*0.87Q 0.166 0.944

G+1.5P+1.5*0.87Q 0.145 0.823

Les combinaison à ELS

charge ascendante G+W 0.061 -0.198

charge descendante

G+Q+0.87P 0.118 0.670

G+P+0.87Q 0.117 0.664

G+P+Q 0.122 0.689

3-Charges linéiques et sollicitations

Les pannes sont isostatiques posées sur deux appuis et sans liernes

On pose: l entraxe des pannes; l = 1.5 m

L portée des pannes; L = 6 m

Tableau 14 : Les charges linéiques et sollicitations à l’ELU et à l’ELS pour les pannes

Charge et

sollicitations

ascendantes

Charge et

sollicitations

descendante

Charge et

sollicitations

ascendante

Charge et

sollicitations

descendante

ELU ELS ELU ELS ELU ELS ELU ELS

qz = Qz × l (kN/m) qy = Qy × l (kN/m)

-0.907 -0.297 1.430 1.034 0.091 0.091 0.252 0.182

My = qz ×L2

8 (kN. m) Mz = qy ×

L2

8 (kN. m)

-4.080 -1.335 6.436 4.653 0.410 0.410 1.135 0.82

Vz =L

2× qz (kN) Vy =

L

2× qy (kN)

-2.720 -0.890 4.291 3.102 0.273 0.273 0.757 0.547

4- Choix de la section

On suppose que les sections des pannes sont de classe 1 ou 2 et que l'acier utiliser est S235

My,ED ≤ MPl ,Rd ,y =WPl ,y × fy

γM0 Wpl ,y ≥

γM0 . My,Ed

fy =

1 × 6.436

235× 106

Wpl ,y ≥ 27.389 × 103 mm

Mz,ED ≤ MPl ,Rd ,z =WPl ,z ×fy

γM 0 Wpl ,z ≥

γM 0 .Mz ,ED

fy =

1 ×1.135

235× 106

Wpl ,z ≥ 4.829 × 103 mm

D'après le tableau des poutrelles IPE100 vérifie ces inégalités:

Wpl ,y = 39.41 × 103 mm et Wpl ,z = 9.15 × 103 mm

Figure 9 : Les caractéristiques du profilé IPE100

5- Vérification de la condition de flèche

Tableau 15 : Les charges linéiques

qzi = Qi × cos α × l kN/m et qy

i = Qi × sin α × l (kN/m)

G = 0,35 kN/m² P= 0,15 kN/m² Q = 0,2 kN/m²

qzG qy

G qzP qy

P qzQ qy

Q

0.517 0.091 0.222 0.039 0.295 0.052

Tableau 16 : Vérification de la flèche

fz =5

384×

qz

𝐸 . 𝐼𝑦× L4 (mm) fy =

5

384×

qy

𝐸 . 𝐼𝑧× L4 (mm)

𝜹𝟏 =5

384×

qzG

𝐸 . 𝐼𝑦× L4

(mm)

𝜹𝟐 =5

384×

qzP+Q

𝐸 . 𝐼𝑦× L4

(mm)

𝜹𝟏 =5

384×

qyG

𝐸 . 𝐼𝑧× L4

(mm)

𝜹𝟐 =5

384×

qyP+Q

𝐸 . 𝐼𝑧× L4

(mm)

24.296 24.296 46.016 46.016

𝜹𝒎𝒂𝒙 =

𝑳

𝟐𝟎𝟎= 𝟑𝟎 𝒎𝒎 et 𝜹𝟐 =

𝑳

𝟐𝟓𝟎= 𝟐𝟒 𝒎𝒎

𝜹𝒎𝒂𝒙 = 𝜹𝟏 + 𝜹𝟐 = 𝟒𝟖.𝟓𝟗𝟐 𝒎𝒎 > 𝜹𝒎𝒂𝒙

𝜹𝟐 = 24.296 mm > 𝜹𝟐

𝜹𝒎𝒂𝒙 = 𝜹𝟏 + 𝜹𝟐 = 𝟗𝟐.𝟎𝟑𝟐 𝒎𝒎 > 𝜹𝒎𝒂𝒙

𝜹𝟐 = 46.016 mm > 𝜹𝟐

IPE100 ne vérifie pas la condition de flèche alors on passe à IPE120

𝜹𝟏 = 𝟏𝟑.𝟎𝟕𝟑 𝒎𝒎 𝜹𝟐 = 𝟏𝟑.𝟎𝟕𝟑 𝒎𝒎 δ1 = 26.476 mm δ2 = 26.476 mm

𝜹𝒎𝒂𝒙 = 𝜹𝟏 + 𝜹𝟐 = 𝟐𝟔.𝟏𝟒𝟔 𝒎𝒎 < 𝜹𝒎𝒂𝒙

𝜹𝟐 = 13.073 mm < 𝜹𝟐

𝜹𝒎𝒂𝒙 = 𝜹𝟏 + 𝜹𝟐 = 𝟓𝟐.𝟗𝟓𝟏 𝒎𝒎 > 𝜹𝒎𝒂𝒙

𝜹𝟐 = 26.476 mm > 𝜹𝟐

IPE120 vérifie la condition de flèche mais on doit ajouter des liernes à mi-portée

Tableau 17 : Les caractéristiques géométriques du profilés IPE120

h(mm) b(mm) tw(mm) tf(mm) r(mm) A(cm²) hi(mm) d(mm) Gp

(kg/m) L(m)

120 64 4.4 6.3 7 13.2 107.4 93.4 10.4 6

Iy(cm4)

Wel,y

(cm3)

Wpl,y

(cm3)

iy(cm) Iz(cm4)

Wel,z

(cm3)

Wpl,z

(cm3)

iz(cm) It (cm4) Iw(cm

6)

317.8 52.96 60.73 4.9 27.76 8.65 13.58 1.45 1.74 0.89

Tableau 18 : Vérification de la flèche pour la faible inertie

Charge et sollicitations

ascendante

Charge et sollicitations

descendante

ELU ELS ELU ELS

qy = Qy × l (kN/m)

0.091 0.091 0.252 0.182

Mz, max = −qy ×L

2 2

8 (kN. m)

-0.103 -0.103 -0.284 -0.205

Vy, max =5 L

2

8× qy (kN)

0.171 0.171 0.473 0.342

fy =2.05

384×

qy

𝐸 . 𝐼𝑧× L

2 4

(mm)

𝜹𝟏 =2.05

384×

qyG

𝐸 . 𝐼𝑧× L

2 4

(mm)

𝜹𝟐 =2.05

384×

qyP+Q

𝐸 . 𝐼𝑧× L

2 4

(mm)

0.678 0.678

𝜹𝒎𝒂𝒙 =

𝐋𝟐

𝟐𝟎𝟎= 𝟏𝟓 𝒎𝒎 et 𝜹𝟐 =

𝐋𝟐

𝟐𝟓𝟎= 𝟏𝟐 𝒎𝒎

𝜹𝒎𝒂𝒙 = 𝜹𝟏 + 𝜹𝟐 = 𝟏.𝟑𝟓𝟕 𝒎𝒎 < 𝜹𝒎𝒂𝒙

𝜹𝟐 = 𝟎.𝟔𝟕𝟖 𝐦𝐦 < 𝜹𝟐

6 -Vérification de la classe de la section

On a un acier de nuance S235 :

Classe de l’âme

Âme en flexion :

d

tw=

93.4

4.4= 21.22<72 ε = 72

Âme de classe 1

Classe de la semelle

Semelle en compression :

c

tf=

b

2.tf =

64

2 ×6.3= 5.079 <10.ε = 10

Semelle de classe 1

La section est de classe 1

7 -Vérification de la résistance

Compte tenu de la pente du bâtiment, la panne subite donc une flexion bi axiale, il y a donc une

interaction des deux moments suivant y et z :

La résistance sera vérifiée selon les sollicitations les plus défavorables, c’est-à-dire

maximales en valeur absolue.

7.1 Vérification du moment fléchissant

Il faut vérifier que :

𝑀𝑦 ,𝐸𝑑

𝑀𝑁 ,𝑦 ,𝑅𝑑 𝛼

+ 𝑀𝑧 ,𝐸𝑑

𝑀𝑁 ,𝑧 ,𝑅𝑑 𝛽

≤ 1

Avec : 𝛼 = 2 et 𝛽 = 1

En supposant qu’on n’a pas d’instabilité :

𝑀𝑁,𝑦 ,𝑅𝑑= 𝑀𝑃𝑙 ,𝑦 ,𝑅𝑑= 𝑊𝑃𝑙 ,𝑦 . 𝑓𝑦

𝛾𝑀𝑜 = 14.3 kN.m

𝑀𝑁,𝑧 ,𝑅𝑑= 𝑀𝑃𝑙 ,𝑧,𝑅𝑑= 𝑊𝑃𝑙 ,𝑧 . 𝑓𝑦

𝛾𝑀𝑜 = 3.2 kN.m

𝑀𝑦 ,𝐸𝑑

𝑀𝑁 ,𝑦 ,𝑅𝑑

2

+ 𝑀𝑧 ,𝐸𝑑

𝑀𝑁 ,𝑧 ,𝑅𝑑

1

=0,292 < 1

La condition est vérifiée

7.2 Vérification de l’effort tranchant

Effort tranchant suivant faible inertie :

Vy,Ed = 0.473 kN

Vpl ,y,rd = fy .Av

3 . γM 0

Avec Av est l’aire de cisaillement telle que :

Av, y = A – (h - 2 tf) x tw (Poutrelle laminée et effort tranchant parallèle aux semelles)

Av, y = 847.44×10-6

m²

Vpl ,y,rd = 114.978 kN

Vy,Ed < Vpl ,y,rd

Effort tranchant suivant forte inertie :

Vz,Ed=4.291 kN

Vpl ,z,rd =fy . Av

3 . γM0

Av,z = 1,04. h. tw (Poutrelle laminée et effort tranchant parallèle à l’âme)

Av,z = 549.12×10-6

m²

Vpl ,z,rd = 74.503 kN

Vz,Ed < VPl ,z,Rd

7.3 Interaction entre effort tranchant et moment fléchissant

On aura une interaction entre ces deux sollicitations si :

VEd > 1

2VPl ,Rd

Or Vz,Ed= 4.291 kN < 1

2VPl ,z,Rd = 37.252 kN

Vy,Ed= 0.473 kN < 1

2VPl ,y,Rd = 57.489 kN

Il n’y a pas d’interaction entre l’effort tranchant et le moment fléchissant dans les deux

directions.

8 -Vérification de la stabilité

8.1 Stabilité vis à vis au déversement

Déversement de la semelle supérieure

On a adopté une tôle d’épaisseur 0.8 mm ayant une hauteur de 30 mm s’appuyant sur 8 appuis

espacés de 1.5 m et pouvant supporter une charge égale à 250 daN/m2.

Pour que la panne soit maintenue latéralement dans le plan de la tôle, il faut satisfaire la

condition suivante : S>Smin avec Smin = 70

h2 π2E Iw

L2 + G It +π2 E Iz

h

2

2

L2 et

S = t3 50 + 10 broof3

s

hw

Tout calcul fait donne : Smin =7295.437 kN.m/m

S =8289.983 kN.m/m

On a bien S > Smin => la tôle est un panneau sandwich qui maintient confortablement la

semelle supérieur de la panne contre le déversement

Déversement de la semelle inférieure

- L’élancement réduit de la panne vis-à-vis au déversement est donné par :

Avec : Mcr est le moment critique de déversement donné par la formule suivante :

𝑀𝑐𝑟 = 𝑐1

𝐸 × 𝐼𝑧 × 𝜋2

𝐾𝐿 2

𝑘

𝑘𝑤

2 𝐼𝑤𝐼𝑧

+ 𝑘𝐿 2𝐺𝐼𝑡𝜋2𝐸𝐼𝑧

+ 𝐶2𝑧𝑔 − 𝐶3𝑧𝑗 2− (𝐶2𝑧𝑔 − 𝐶3𝑧𝑗 )

Il est fonction des caractéristiques géométriques du profilé ainsi que des conditions de

chargement et d’encastrement avec :

- kw = 1

- k = 1 (poutre simplement appuyé)

cr

yyplw

LtM

fW ,

- zg = h/2=120/2=60 mm

- zj = 0 (Poutre doublement symétrique)

Les paramètres de déversement sont présentés dans le tableau suivant :

Tableau 19 : Paramètres de déversement de la panne

K Kw C1 C2 C3 G (MPa) Zg (mm) Zj (mm) Wpl,y (cm3)

1 1 1,132 0,459 0,525 0,8. 105 60 0 60,73

D’où : 𝑀𝑐𝑟 = 4.961 𝐾𝑁.𝑚

Section de classe 1 alors 1w

Lt = 1.696 > 0,4

Il y a un risque de déversement, il faut alors déterminer le coefficient de réduction pour le

déversement 𝜒𝐿𝑇 . Ce dernier est égale à :

²²

1lt

LTltlt

Calcul du coefficient de réduction pour le déversement

095,2²2,015,0 LTLTltlt

Avec αlt = 0,21 (courbe a car profils laminés et h/b = 1.875 < 2)

lt = 0,301

Finalement, il faut vérifier que :

yEd

M

yplwLt

Rdb Mfw

M ,,

1

8901.31,1

102351073,601301,0 36

,

1

M

yplwLt

Rdb

fwM

KN.m

Avec : 𝑀𝐸𝑑 ,𝑦 est déterminé selon la combinaison du vent de soulèvement avec le poids propre

de la panne et de la couverture (c’est le moment ascendant)

𝑀𝐸𝑑 ,𝑦= 4.08 kN. m

mkNMmkNM yEdRdb .080.4.901.3 ,,

Les pannes sont stables vis-à-vis au déversement.

8.2 Stabilité vis à vis au voilement

On a bien vérifié que la classe de la section est de classe 1, et donc il n’y aura pas un risque de

voilement.

9- Calcul des liernes :

9.1 Calcul de l’effort maximal revenant aux liernes :

Figure 10 : Calcul des liernes

qy↓ = 0.252 kN/m

𝜃 = 27°

𝐿 = 6 𝑚

On calcule les tensions dans chaque tronçon du lierne :

T1= 1,25 ×qy

↓

2×

𝐿

2 = 1,25 ×

0,17

2×

6

2 = 0,473 kN

T2 = T1+1,25 × qy↓ ×

𝐿

2 = 1.419 kN

T3 = T2 +1,25 × qy↓ ×

𝐿

2 = 2.364 kN

T4 = T3+1,25 × qy↓ ×

𝐿

2 = 3.310 kN

T5 = T4+1,25 × qy↓ ×

𝐿

2 = 4.256 kN

T6 = T5+1,25 × qy↓ ×

𝐿

2 = 5.202 kN

T7 = T6 /(2 × sin𝜃) = 5.729 kN

Tmax = max (T1, T2, T3, T4, T5,T6,T7)= T7=5.729 KN

9.2 Dimensionnement des liernes :

La condition de résistance : N ≤ Npl

Avec : y

pl

M1

A×fN =

γ

Résistance plastique de la section brute : Npl =A.fy

γM 0

Condition de vérification à la Résistance :

T7 < Npl A>T7 ×γM 0

fy

Diamètre minimale :

𝐴 =𝜋𝐷2

4 𝐷 >

4×𝑇7 ×γM0𝜋𝑓𝑦

D > 5,571 mm

On choisit donc d’ajouter à mi travée des pannes des barres de diamètre 8 mm.

V. Dimensionnement des lisses de bardages :

Comme les pannes, les lisses représentent aussi 7 à10 % du poids global da la structure, donc

il est obligatoire d’optimiser. Pour ce projet, on a 5 lisses entre 2 portiques.

Figure 11 : La position du bardage

1-Evaluation des charges Les charges qui agissent de façon continue sur l’ossature du bâtiment sont:

Poids propre des bardages : Gbardage = 0,22kN/m²

Poids propre des lisses: Gsecond = 0,1kN/m2

Ainsi, la charge permanente totale G est égale à :G = Gbardage + Gsecond

G = 0,32kN/m²

Surcharge du vent :

Vent de pression sur parois verticales : W↓ = 615.12N/m² = 0.61512kN/m²

L’entraxe des lisses est 1.5m.

2-Combinaisons d’action

Dans cette partie on va étudier le cas de la pression seulement.

Les combinaisons les plus défavorables à retenir à l'ELU sont:

Charge verticale : P1ELU = 1,35 G = 0.432kN/m²

Charge horizontale : P2ELU = 1,5W =0.94N/m²

Les combinaisons les plus défavorables à retenir à l'ELS sont:

Charge verticale: P1ELS = G =0.32 kN/m²

Charge horizontale: P2ELS = W = 0.62512kN/m²

3- Charges linéiques et sollicitations

Tableau 20: charges linéiques

qz=P2.a qy=P1.a

ELU qz=0.94*1.5=1.41KN/m qy = 0.432*1.5=0.648KN/m

ELS qz=0.62512*1.5=0.94KN/m qy=0.32*1.5=0.48KN/m

Tableau 21:moment fléchissant

My = qz×

𝑳𝟐

𝟖 Mz, = qy,×

(𝑳/𝟐)𝟐

𝟖 (avec suspente)

ELU 6.34KN.m 0.729KN.m

ELS 4.23KN.m 0.54KN.m

Avec L=6m : entraxe des portiques.

Tableau 22: Effort tranchant

Vy = qy×𝑳

𝟐 Vz, = qz, ×

(𝐋/𝟐)

𝟐(avec

suspente)

ELU 1.944KN 2.115KN

ELS 1.44KN 1.41KN

4- Choix de la section

Condition de la flèche

La flèche maximale de la lisse doit rester inférieure à une flèche limite admissible :

𝑓 =𝐿

200(Avec L = Lportique)

On doit alors toujours avoir : 𝑓 < 𝑓

Avec : 𝑓 =5

384

𝑓𝐿4

𝐸𝐼

Suivant l’inertie forte

Le moment d’inertie du profilé à choisir doit vérifier :

𝐼𝑦 ≥5 × 𝑃𝑧 .𝐸𝐿𝑆 × 𝐿3

384 × 𝐸 ×1

200

= 251.785𝑐𝑚4

On choisit IPE120 (𝐼𝑦 = 317,8𝑐𝑚4)

Suivant l’inertie faible(avec suspente)

Le moment d’inertie du profilé à choisir doit vérifier :

𝐼𝑧 ≥2,05 × 𝑃𝑦 .𝐸𝐿𝑆 ×

𝐿2

3

384 × 𝐸 ×1

200

= 16.07𝑐𝑚4

On choisit IPE 100 (𝐼𝑧 = 15.92𝑐𝑚)

Dans la suite, nous avons choisi de travailler avec des pannes isostatiques (IPE120) qui obéit

aux conditions de flèche et de résistance avec des suspentes à mi- portée ayant les

caractéristiques géométriques présentées dans le tableau ci-dessous.

Tableau 23 : Les caractéristiques géométriques du profilé IPE120

h(mm) b(mm) tw(mm) tf(mm) r(mm) A(cm²) hi(mm) d(mm) Gp(kg/m) L(m)

120 64 4.4 6.3 7 13.2 107.4 93.4 10.4 6

Iy(cm4) Wel,y(cm

3) Wpl,y(cm

3) iy(cm) Iz(cm

4) Wel,z(cm

3) Wpl,z(cm

3) iz(cm) It(cm

4) Iw(cm

6)

317.8 52.96 60.73 4.9 27.76 8.65 13.58 1.45 1.74 0.89

Classe du profilé

Vérification au niveau de l’âme : d/tw = 21.22 < 72ɛ

Vérification de la semelle : c/tf = 5.079 < 10ɛ

La section et de classe 1

Les profilés laminés IPE sont de classe 1, donc, les vérifications seront faites en plasticité.

5-Vérification de la résistance

Moment fléchissant

On doit vérifier que le moment sollicitant ne dépasse pas le moment résistant de la section

transversale à l’ELU :

Pour un IPE 120 nous avons :


𝑀𝑝𝑙 ,𝑦 =𝑊𝑝𝑙 ,𝑦 .𝑓𝑦

𝛾𝑀0

= 12.97𝐾𝑁.𝑚 >𝑀𝐸𝐷 ,𝑦 = 𝟔.𝟑𝟒𝐊𝐍.𝐦

Suivant l’inertie faible

𝑀𝑝𝑙 ,𝑧 =𝑊𝑝𝑙 ,𝑧 .𝑓𝑦

𝛾𝑀0

= 2.9𝐾𝑁.𝑚 > 𝑀𝐸𝐷 ,𝑧 = 𝟎.𝟕𝟐𝟗𝐊𝐍.𝒎

Les moments suivant la forte et la faible inertie sont vérifiés.

Vérification à la flexion bi axiale

Les lisses sont soumises à une flexion déviée sans effort normal, ce qui revient à vérifier :

𝑀𝐸𝑑 ,𝑦

𝑀𝑝𝑙 ,𝑦

𝛼

+ 𝑀𝐸𝑑 ,𝑧

𝑀𝑝𝑙 ,𝑧

𝛽

≤ 1

Avec : 𝛼 = 2 (sections en I) et 𝛽 = 1 (pas d’effort normal).

Ce qui donne : 6.34

12.97

2+

0.729

2.9= 0.49 < 1 vérifiée.

Effort tranchant


Il faut vérifier que : zEdRdz VV ,, avec 30

,

M

yv

Rdz

fAV

Effort tranchant parallèle à l’âme :

249.504.1 cmthA wv

kNVkNV zEdrdz 115.248.74103

23549..5 ,

1

.

Suivant l’inertie faible

Effort tranchant parallèle à la semelle :

256.8..2 cmtrttbA wwfv

kNVkNV rdplyrdpl 944.121.116103

23556.8 ,

1

,.

Condition vérifiée

Interaction effort tranchant / moment fléchissant

De plus, on a kNVV rdzzEd 24.375.0 ,,

Il n’y a pas interaction entre le moment fléchissant et l’effort tranchant

Les lisses obéissent aux conditions de résistance.

6-Vérification de la stabilité

6.1-Stabilité vis-à-vis au déversement

On rappelle qu’on a adopté une tôle d’épaisseur 1 mm ayant une hauteur de 40 mm.

Pour que la lisse soit maintenue latéralement dans le plan de la tôle, il faut satisfaire la

condition suivante : S>Smin

Smin = 70

h(π2E Iw

𝐿2+ G It+

π2 E Iz(h 2

2)

𝐿2)

=116.66kNm/ml

Tout calcul fait donne :

S= 𝑡3 (50+10 𝑏𝑟𝑜𝑜𝑓3

) 𝑠

𝑕𝑤

S=6814.2KNm(ml)

On a bien S > Smin => la tôle est un panneau sandwich qui maintient confortablement la

semelle supérieur de la panne contre le déversement.

Déversement de la semelle inférieure

Concernant le risque de déversement de la semelle inférieure, on va supposer que l’action du

vent venant de l’intérieure du bâtiment est négligeable et donc on n’aura pas déversement.

6.2-Stabilité vis à vis au voilement

On a bien vérifié que la classe de la section est de classe 1, et donc il n’y aura pas un risque de

voilement.

7. Calcul des suspentes :

Les suspentes sont des tirants qui fonctionnent en traction. Ils sont généralement formés de

barres rondes ou de petites cornières. Ils ont presque le même rôle que les liernes.

7.1- Calcul de l’effort maximal revenant aux suspentes :

Pour le calcul de l’effort en utilisant la charge maximale suivant la faible inertie.

On calcule les tensions dans chaque tronçon de la suspente :

Figure 12Calcul des suspentes

D’abord on calcule l’angle β : β = tan−1(1.5

3) = 26.56°

T1= 1,25 ×𝑕

2×

𝑙

2= 1,25 ×

0,648

2×

6

2 =1,215 KN ; T2 =T1+1,25 × 𝑕 ×

𝑙

2 =3.645 KN

T3 =T2 +1,25 × 𝑕 ×𝑙

2 =6.075KN ; T4 =T3+1,25 × 𝑕 ×

𝑙

2 =8.505 KN

T5 =T4+1,25 × 𝑕 ×𝑙

2 =10.935 KN ; T6 =T5+1,25 × 𝑕 ×

𝑙

2 =13.365KN

T7 = T6 /(2 × sin𝛽)=14.89KN

7.2- Dimensionnement des suspentes :

T=max (T1, T2, T3, T4, T5, T6, T7 )= T7

La condition de résistance :N ≤ Npl

Avec : y

pl

M1

A×fN =

γ

Résistance plastique de la section brute : Npl =A.fy

γM 0

Condition de vérification à la Résistance :

T7< Npl A>T7 ×γM 0

fy

Diamètre minimale :

𝐴 =𝜋𝐷2

4 𝐷 >

4𝑇7 ×γM 0

𝜋𝑓𝑦 alors D > 8.98 mm

On a choisi donc d’ajouter à mi travée des lisses des barres de diamètre 10mm.

VI Dimensionnement des Potelets

Les potelets sont des éléments indépendant de la structure, c'est-à-dire qu’ils ne reprennent

pas les efforts de cette dernière contrairement aux poteaux. Les potelets seront dimensionnés

en flexion composée vu qu’ils sont soumis d’une part à l’effort du vent de pression, et d’autre

part à leur poids propre qui est un effort normal. Ils sont articulés à leur pied et appuies sur

des butons à leur extrémité.

La vérification sera faite dans les conditions les plus défavorables. C’est pourquoi, on va

calculer avec les caractéristiques du potelet central de longueur 15.35m.

1- Calcul des efforts appliqués sur le potelet

L’effort de pression du vent qui frappe le bardage est transmis aux potelets via les lisses de

bardage. Ces dernières ont un entraxe de 1,5m qui peut être considéré comme faible. On peut

donc supposer que l’effort de pression est uniformément réparti sur les potelets.

Actions du vent :

𝑊𝑢= 1,5 × 𝑊 × 𝐿𝑙𝑖𝑠𝑠𝑒 = 1,5 ∗ 0, 61512*6

𝑾𝒖= 5,53kN/m

Efforts normaux dû au poids propre :

On va pré dimensionner avec un potelet HEA 280 :

𝑁𝑃𝑜𝑡𝑒𝑙𝑒𝑡 = 1,35 × 𝑃𝑝𝑜𝑡𝑒𝑙𝑒𝑡 × 𝐿𝑃𝑜𝑡𝑒𝑙𝑒𝑡

𝑁𝑃𝑜𝑡𝑒𝑙𝑒𝑡 = 1.35 ∗ 0.764 ∗ 15.35

𝑁𝑃𝑜𝑡𝑒𝑙𝑒𝑡 =15.83 KN

Efforts normaux dû aux lisses de bardage :

𝑁𝑙𝑖𝑠𝑠𝑒𝑠 = 1,35 × 𝑁𝑏𝑙𝑖𝑠𝑠𝑒 × 𝑃𝑙𝑖𝑠𝑠𝑒 × 𝐿𝑙𝑖𝑠𝑠𝑒

𝑁𝑙𝑖𝑠𝑠𝑒𝑠 = 1.35 ∗ 8 ∗ 0.104 ∗ 6

𝑁𝑙𝑖𝑠𝑠𝑒𝑠 =6.74 KN

Effort normal dû au bardage :

𝑁𝐵𝑎𝑟𝑑𝑎𝑔𝑒 = 1,35 × 𝑆𝐵𝑎𝑟𝑑𝑎𝑔𝑒 × 𝑃𝐵𝑎𝑟𝑑𝑎𝑔𝑒

𝑁𝐵𝑎𝑟𝑑𝑎𝑔𝑒 = 1,35 × 6×15.35 ×0,22

𝑁𝐵𝑎𝑟𝑑𝑎𝑔𝑒 =27.35 KN

L’effort normal pondéré est donc :

𝑁𝐸𝑑=𝑁𝑃𝑜𝑡𝑒𝑙𝑒𝑡 + 𝑁𝑙𝑖𝑠𝑠𝑒𝑠 + 𝑁𝐵𝑎𝑟𝑑𝑎𝑔𝑒 = 49.92 KN

2- Choix du profilé :

Afin de bien dimensionner les poteaux il faut tenir compte de l’effort normal et le moment.

Pour le moment on doit vérifier :

My, max ≤ Mpl,y avec: Mpl,y = Wpl,y

0M

yf

D’où Wpl,y ≥ y

My

f

M0max,

= 736.39 cm3

HEA 280 (Wpl,y= 1112cm3 ).

Donc le profilé HEA optimal qui a été obtenu est un HEA 280. Et donc les sollicitations sont

les suivantes :

𝑵𝑬𝒅=49.92kN

𝑽𝒛,𝑬𝒅= 𝑾𝒖𝑳𝑷𝒐𝒕𝒆𝒍𝒆𝒕

𝟐 = 42.44kN

𝑴𝒚,𝑬𝒅= 𝑾𝒖𝑳𝑷𝒐𝒕𝒆𝒍𝒆𝒕

𝟐

𝟖 =162.87kNm

3- Vérification du potelet HEA 280 en flexion composée

3.1 -Classe de la section

Le potelet est soumis à la flexion composée .On suppose que les parois sont en compression

pure. Et d’après le catalogue, notre section en compression pure est de classe 1. Il n’est pas

donc nécessaire de vérifier la classe à la flexion composée.

3.2 -Vérification du flambement

On va voir s’il y aura un risque de flambement selon les deux axes d’inertie.

Longueur de flambement :

- Selon l’axe fort Lfy= L0= 15.35m (pas de maintiens latéraux et bi-articulés)

- Longueur de flambement selon l’axe faible Lfz = 1,5m (les lisses constituent des maintiens

pour le potelet contre le flambement)

Choix de la courbe de flambement

On a un profilé laminé HEA avec : h/b = 0,96< 1,2et tf = 13 mm <100 mm

Courbe b suivant y-y

Courbe c suivant z-z

Détermination de facteur d’imperfection α

suivant y-y αy = 0,34

suivant z-z αz = 0,49

Inertie Forte

𝜆𝑦 = 𝑙𝑓

𝑖𝑦 avec : lf est la longueur de flambement et iy est le rayon de giration

𝑙𝑓 = 𝑙0 (Potelet bi articulé) 𝑎𝑙𝑜𝑟𝑠 𝑙𝑓 =15.35m

𝜆𝑦 = 15.35

11,9 10−2 𝝀𝒚 = 129

Calcul de l’élancement réduit

𝜆𝑦 = 𝜆𝑦

𝜆1 =

129

93.91 Donc 𝜆𝑦 = 1,37> 0.2 Risque de flambement

Coefficient de réduction

𝜙 = 0,5 1 + 𝛼 𝜆 − 0,2 + 𝜆 2

𝝓𝒚= 1,64

Ce qui donne :

𝜒 =1

𝜙 + 𝜙2 − 𝜆 2

𝝌𝒚 = 0,39

Inertie Faible

𝜆𝑧= 𝑙𝑓

𝑖𝑧 avec : lf est la longueur de flambement et iz est le rayon de giration

𝑙𝑓 =1,5 m

𝜆𝑧 = 1,5

7 10−2 𝝀𝒛 = 21.43


𝜆𝑧 = 𝜆𝑧

𝜆1 =

21.43

93.91 𝝀𝒛 = 0,228> 0.2 Risque de flambement


𝜙 = 0,5 1 + 𝛼 𝜆 − 0,2 + 𝜆 2

𝝓𝒛= 0.55

𝝌𝒛 = 0.94

𝝌𝒎𝒊𝒏 = min(𝜒𝑧 ,𝜒𝑦 ) = 0,39

3.3 -Vérification du déversement :

L’élancement réduit du potelet vis-à-vis au déversement est donné par :



𝐸 × 𝐼𝑧 × 𝜋2

𝐾𝐿 2

𝑘

𝑘𝑤

2 𝐼𝑤𝐼𝑧


+ 𝐶2𝑧𝑔 − 𝐶3𝑧𝑗 2− (𝐶2𝑧𝑔 − 𝐶3𝑧𝑗 )

cr

yyplw

LtM

fW ,



- kw = 1


- zg = 0 (charge appliqué au centre de cisaillement)


- L = 1,5m (les lisses constituent des maintiens pour le potelet contre le déversement)


Tableau 24 : Paramètres de déversement du potelet

K Kw C1 C2 C3 G (MPa) Zg(m) Zj(m) Wpl,y (cm3)

1 1 1,132 0,459 0,525 0,8. 105 0 0 1112

D’où : 𝑀𝑐𝑟 = 1683.53 𝐾𝑁.𝑚 Lt = 0,39<0,4

On n’a pas un risque de déversement.

4- Critère de résistance

On a Lt = 0,39<0,4 et 𝜆𝑦 = 1,37> 0,2 , donc on a une flexion composée avec risque

de flambement sans déversement. Il faut donc vérifier la condition suivante :

𝑁𝐸𝐷

𝜒𝑚𝑖𝑛𝐴 𝑓𝑦

𝛾𝑀1

+ 𝑘𝑦𝑀𝑦 ,𝐸𝐷

𝑊𝑝𝑙 ,𝑦 𝑓𝑦

𝛾𝑀1

+ 𝑘𝑧𝑀𝑧 ,𝐸𝐷𝑊𝑝𝑙 ,𝑦 𝑓𝑦

𝛾𝑀1

< 1

Tous les composantes de cette inéquation sont maintenant connues avec 𝑀𝑧 ,𝐸𝐷=0, reste que :

𝜇𝑦 = 𝜆𝑦 2 𝛽𝑀′𝑦 − 4 + 𝑊𝑝𝑙 ,𝑦 −𝑊𝑒𝑙 ,𝑦

𝑊𝑒𝑙 ,𝑦Avec

𝛽𝑀′𝑦 = 1,3 (moment provoqué par des charges transversales)

𝜇𝑦 = 1,37 2 × 1,3 − 4 + 1112 – 518,1

518.1

𝜇𝑦 = - 0.77

𝑘𝑦 = 1 −𝜇𝑦𝑁𝐸𝐷

𝜒𝑦 𝐴 𝑓𝑦 = 1 +

0.77∗49.92 .10

0.39 97,3 . 235

𝑘𝑦 = 1,0.43

On obtient finalement :

𝑵𝑬𝑫

𝝌𝒎𝒊𝒏𝑨 𝒇𝒚

𝜸𝑴𝟏

+ 𝒌𝒚𝑴𝒚,𝑬𝑫𝑾𝒑𝒍,𝒚𝒇𝒚

𝜸𝑴𝟏

= 0,775< 1

Le potelet HEA 280 est bien vérifié.

VII. Dimensionnement des traverses

Dans ce projet on a choisi de réaliser des portiques en âmes pleines, on a donc des traverses

(fermes) en âmes pleines puisque notre portée n’est pas très importante 21 m ; et les traverses

sont sollicitées à la flexion bi axiale (flexion déviée).

1. Descente des charges Les charges exercées sur une demi-traverse sont :

GPannes : Poids propre des pannes: Gpannes = 0,1 kN/m2

Gcouv : Poids propre de la couverture : Gcouv=0.25Kk/m2

Qentr et Qpouss : Charge d’entretien et de poussière : Qentr = 0,2kN/m2

et Qpouss=

0,15Kn/m2

W : Charge du vent de soulèvement : W = -0,5424 kN/m²

1.1. Combinaison des charges à l’ELU

Combinaison descendante (1,35 G + 1,5 Q)

𝑃𝑢↓= Epr [1,35 (𝐺𝑝𝑎𝑛𝑛𝑒+ 𝐺𝑐𝑜𝑢𝑣) +1,5 (𝑄𝑒𝑛𝑡𝑟+0,87×𝑄𝑝𝑜𝑢𝑠𝑠)]

Avec Epr : Entraxe entre les portiques.

𝑃𝑢↓= 6× [1,35 (0,1 + 0,25) + 1,5× (0,2+ 0,87× 0,15)]

𝑷𝒖↓ = 5,809kN/m

Combinaison ascendante (G + 1,5 Q)

𝑃𝑢↑= 𝐸𝑝r [(𝐺𝑝𝑎𝑛𝑛𝑒+ 𝐺𝑐𝑜𝑢𝑣) +1,5 𝑊↑]

𝑃𝑢↑= 6× [(0,1 + 0,25) - 1,5× 0,5424]

𝑷𝒖↑ = - 2.782kN/m

1.2. Combinaison des charges à l’ELS

Combinaison descendante (G + Q)

𝑃𝑠↓= 𝐸pr [(𝐺𝑝𝑎𝑛𝑛𝑒+ 𝐺𝑐𝑜𝑢𝑣) + (𝑄𝑒𝑛𝑡𝑟+𝑄𝑝𝑜𝑢𝑠𝑠)]

𝑃𝑠↓= 6× [(0,1 + 0,25) + (0,2+ 0,15)]

𝑃𝑠↓=4,2 kN/m

Combinaison ascendante (G + Q)

𝑃𝑠↑= 𝐸pr [(𝐺𝑝𝑎𝑛𝑛𝑒+ 𝐺𝑐𝑜𝑢𝑣) + 𝑊↑]

𝑃𝑠↑= 6× [(0,1 + 0,25) - 0,5424]

𝑷𝒔↑ = -0,192 kN/m

2. Détermination des actions suivant les deux axes du repère local de la

traverse :

Compte tenu de la pente du versant, la traverse est posée inclinée d’un angle α=10° et de ce

fait elles fonctionnent en flexion composée. La résultante des charges linéiques transmises

aux traverses se décompose en une charge parallèle à l’âme de la panne (suivant l’axe z) et

une charge parallèle aux 2 semelles (suivant l’axe x) qui est considérée comme étant un effort

normal.

2.1. Actions à l’ELU

Projection suivant l’axe ( xx’) :

Combinaison ascendante : qx= 𝑷𝒖↑ sin𝛼= -2.78×sin (10)

qx= -0.48 kN/m

Combinaison descendante : qx= 𝑷𝒖↓ sin𝛼 =5.809×sin (10)

qx= 1.009 kN/m

Projection suivant l’axe ( zz’)

Combinaison ascendante : qz= 𝑷𝒖↑ cos𝛼= -2.782×cos (10)

qz= -2.74 kN/m

Combinaison descendante : qz= 𝑷𝒖↓ cos𝛼=5.809×cos (10)

qz= 5.72 kN/m

2.2. Actions à l’ELS

Projection suivant l’axe ( xx’) :

Combinaison ascendante : qx= 𝑷s↑ sin𝛼= -0.192×sin (10)

qx= -0.033kN/m

Combinaison descendante : qx= 𝑷s↓ sin𝛼=4.2×sin (10)

qx= 0.73 kN/m

Projection suivant l’axe ( zz’)

Combinaison ascendante : qz= 𝑷s↑ cos𝛼= -0.192×cos(10)

qz= -0.189 kN/m

Combinaison descendante : qz= 𝑷s↓ cos𝛼=4.2×cos (10)

qz= 4.14 kN/m

3. Calcul des sollicitations On va déterminer les sollicitations de notre traverse à l’aide de RDM6 ossature.

La traverse est modélisée comme le montre la figure suivante

Figure 13 Modélisation mécanique de la traverse

Les carreaux rouges représentent une liaison d’encastrement.

La charge considérée est la charge maximale selon z : 𝑷𝒖↓ = 5,809kN/m.

On obtient les diagrammes du moment, d’effort tranchant et d’effort normal qui apparaissent

dans les figures suivantes :

Figure 14 : diagramme du moment

Figure 15 : diagramme d'effort tranchant

Figure 16 : diagramme d'effort normal

On obtient :

𝑀𝑦 ,𝐸𝐷 = 54.19 𝑘𝑁𝑚

𝑉𝑧,𝐸𝐷 = 30.5 𝑘𝑁

𝑁𝐸𝐷 = 5.37𝑘𝑁

4. Choix du profilé

Pour le choix du profilé, on va utiliser le critère de résistance suivant l’axe yy’.

4.1. Critère de résistance

On va travailler avec des poutrelles laminées IPE, du catalogue, qui sont généralement de

classe 1 ou 2. On va adopter donc une analyse plastique :

Suivant yy’ :

My,ED≤ MPl,Rd,y = WPly ×fy

γM0

Wply≥γM0 .MEd ,y

fy = 1×54.19

235× 1000

𝐖𝐩𝐥y ≥ 231 𝒄𝒎𝟑

D’après le catalogue on va choisir le profilé IPE 220.

Il faut donc prendre en considération du poids de la traverse, selon le catalogue

Gtraverse=0,262kN/m. On refait les calculs et on obtient :

Combinaisons d’actions

𝑷𝒖↓ = 7.931N/m

𝑷𝒖↑ = - 1.208kN/m

𝑷s↓ = 5.772kN/m

𝑷s↑ = 1.38kN/m

Calcul des sollicitations

Figure 17 : diagramme du moment pour un IPE220

Figure 18 : diagramme du l’effort tranchant pour un IPE220

Figure 19 : diagramme du l’effort normale pour un IPE220

𝑀𝑦 ,𝐸𝐷 = 73.99 𝑘𝑁𝑚

𝑉𝑧,𝐸𝐷 = 41.64𝑘𝑁


5. Vérification de la section

5.1. Vérification de la classe de la section

Selon le catalogue notre section est de classe 1 (en compression simple elle est de classe 1 alors en

flexion composée elle est de classe 1).

5.2. Vérification de l’effort tranchant

On a : 𝑉𝑧 ,𝐸𝐷 = 41.64𝑘𝑁

Vpl,rd=𝑓𝑦 .𝐴𝑣

3 .𝛾𝑀0 Avec : Av = 1,04. h. tw (Poutrelle laminée et effort tranchant

parallèle à l’âme) Av=1,04*220*5.9=1349.9 mm2

Vpl,rd=235∗1000∗1349.9∗10−6

3 .1 = 183.15 𝑘𝑁

𝑉𝑧 ,𝐸𝐷 <1

2𝑉𝑝𝑙 ,𝑟𝑑 = 91.57𝑘𝑁 Pas d’interaction entre l’effort tranchant et le

moment fléchissant.

5.3. Vérification de la stabilité

Vérification du flambement



- Selon l’axe fort Lfy=0.5*L0 (car la traverse est encastrée de part et d’autre) tel que L0= 10.5

𝐶𝑜𝑠(10°)

= 10.66m (pas de maintiens latéraux et bi-articulés)

- Longueur de flambement selon l’axe faible Lfz = 1,5 m (les pannes constituent des maintiens pour

la traverse contre le flambement).


On a un profilé laminé IPE avec : h/b = 2 > 1,2 et tf = 9.2 mm <40 mm

Courbe a suivant y-y

Courbe b suivant z-z




Inertie Forte

𝜆𝑦= 𝐿𝑓𝑦


𝐿𝑓𝑦 = 0.5𝑙0 (poutre bi encastrée) 𝑙𝑓 =5.33 m

𝜆𝑦 = 5.33

9,11.10−2 𝝀𝒚 = 58.51


𝜆𝑦 = 𝜆𝑦

𝜆1 =

58.51

93.91 𝝀𝒚 = 0.62 > 0.2 Risque de flambement


𝜙𝑦 = 0,5 1 + 𝛼 𝑦 𝜆 𝑦 − 0,2 + 𝜆𝑦 2

𝝓𝒚= 0,74

Ce qui donne :

𝜒𝑦 =1

𝜙𝑦 + 𝜙𝑦2 − 𝜆 𝑦

2

𝝌𝒚 = 0,87

Inertie Faible

𝜆𝑧= 𝑙𝑓𝑧


𝑙𝑓 =1, m

𝜆𝑧 = 1,5

2.48∗ 10−2 𝝀𝒛 = 60.48


𝜆𝑧 = 𝜆𝑧

𝜆1 =

60.48

93.91 𝝀𝒛 = 0,64 > 0.2 Risque de flambement


𝜙𝑧 = 0,5 1 + 𝛼 𝑧 𝜆 𝑧 − 0,2 + 𝜆𝑧 2

𝝓𝒛= 0,78

𝝌𝒛 = 0,81

𝝌𝒎𝒊𝒏 = min(𝜒𝑧 , 𝜒𝑦 ) = 0,81

Vérification du déversement

- L’élancement réduit du potelet vis-à-vis au déversement est donné par :



𝐸 × 𝐼𝑧 × 𝜋2

𝐾𝐿 2 𝑘

𝑘𝑤

2 𝐼𝑤𝐼𝑧


+ 𝐶2𝑧𝑔 − 𝐶3𝑧𝑗 2− (𝐶2𝑧𝑔 − 𝐶3𝑧𝑗 )

Il est fonction des caractéristiques géométriques du profilé ainsi que des conditions de chargement et

d’encastrement avec :

- kw = 1

- k = 0,5 (poutre bi encastrée)



- L = 1,5m (les pannes constituent des maintiens pour la poutre de la traverse contre le

déversement)


Tableau 25 : Paramètre de déversement de la poutre

K Kw C1 C2 C3 G (MPa) Zg (m) Zj (m) Wpl,y (cm3)

0,5 1 0.712 0.652 1.070 0,8. 105 0 0 285.4

D’où : 𝑀𝑐𝑟 = 166.88 𝐾𝑁.𝑚 Lt = 0.63> 0,4

Risque de déversement. Il faut alors déterminer le coefficient de réduction pour le déversement.

Ce dernier est égale à :

𝜒𝐿𝑡 =1

∅𝐿𝑡 + ∅𝐿𝑡2 − 𝜆𝐿𝑡2

∅𝐿𝑡=0,5 1 + 𝛼𝐿𝑡 𝜆𝐿𝑡 − 0,2 + 𝜆𝐿𝑡𝑦2 =0.5 (1+0.21 (0.63-0.2) +0.63

2)= 0.74

Avec 𝜒𝐿𝑡=0.21 est le facteur d’imperfection déterminé à partir de la courbe de

déversement :(profilé en I laminé et h/b ≤2 courbe a)

Ainsi :

𝜒𝐿𝑡 =0.886

Critère de résistance

cr

yyplw

LtM

fW ,

On est dans le cas de la flexion composée avec risque de flambement et de déversement et notre

section est de classe 1. Il est donc nécessaire de vérifier les deux conditions suivantes

𝑁𝐸𝐷

𝜒𝑚𝑖𝑛𝐴 𝑓𝑦𝛾𝑀1

+ 𝑘𝑦𝑀𝑦,𝐸𝐷𝑊𝑝𝑙,𝑦𝑓𝑦𝛾𝑀1

+ 𝑘𝑧𝑀𝑧,𝐸𝐷𝑊𝑝𝑙,𝑦𝑓𝑦𝛾𝑀1

𝑁𝐸𝐷

𝜒𝑧𝐴 𝑓𝑦𝛾𝑀1

+ 𝑘𝐿𝑇𝑀𝑦,𝐸𝐷

𝜒𝐿𝑇𝑊𝑝𝑙,𝑦𝑓𝑦𝛾𝑀1


≤ 1

Avec 𝑀𝑧,𝐸𝐷 = 0

Et :

𝜇𝑦 = 𝜆𝑦 2 𝛽𝑀 ′𝑦 − 4 + 𝑊𝑝𝑙 ,𝑦 −𝑊𝑒𝑙 ,𝑦

𝑊𝑒𝑙 ,𝑦 Avec

𝛽𝑀 ′𝑦 = 1,3 (moment provoqué par des charges transversales dans le plan)

𝜇𝑦 = 0.62 2 × 1,3 − 4 + 285.4 − 252

252

𝜇𝑦 = - 0.735


𝜒𝑦 𝐴 𝑓𝑦 = 1 +

0.735∗7.34

0,87∗ 33,4.10−4∗ 235.103

𝑘𝑦 = 1,008

𝜇𝐿𝑇 = 0,15. 𝜆𝑧 𝛽𝑀,𝐿𝑇 − 1 = 0,15. 0,64 .1,3 − 1 = −0,0252

𝑘𝐿𝑇 = 1 −𝜇𝐿𝑇𝑁𝐸𝐷𝜒𝑧 𝐴 𝑓𝑦

= 1 +0,0252 × 7.34

0,81 × 33,4 × 0,1 × 235= 1,0003

En vérifiant les 2 conditions on obtient :

7.34

0.1 ∗ 33.4 ∗ 235 ∗ 0.811.1

+ 1 ∗ 73.99

235 ∗ 103 ∗ 285.1 ∗ 10−6

1.1

= 0.012 + 1.38 = 1.398 > 1

La section n’est pas bien vérifiée on doit augmenter la section en changeant le profilé. Cette fois on va

choisir IPE O 270.

Il faut donc prendre en considération du poids de la traverse, selon le catalogue IPEO 270

Gtraverse=0,423kN/m. On refait les calculs et on obtient :

Combinaisons d’actions

𝑷𝒖↓ = 6.38N/m 𝑷𝒖↑ = - 2.375kN/m

𝑷s↓ = 4.623kN/m

𝑷s↑ = 0.231kN/m

Calcul des sollicitations

Figure 20 : Diagramme du l’effort normal pour le profilé IPE O 270

Figure 21 : Diagramme du l’effort tranchant pour le profilé IPE O 270

Figure 22 : Diagramme du moment pour le profilé IPE O 270

𝑀𝑦 ,𝐸𝐷 = 86.15𝑘𝑁𝑚

𝑉𝑧,𝐸𝐷 = 48.48𝑘𝑁


6. Vérification de la section

6.1. Vérification de la classe de la section

Selon le catalogue notre section est de classe 1 (en compression simple elle est de classe 1 alors en

flexion composée elle est de classe 1).

6.2. Vérification de l’effort tranchant

On a : 𝑉𝑧 ,𝐸𝐷 = 48.48𝑘𝑁

Vpl,rd=𝑓𝑦 .𝐴𝑣

3 .𝛾𝑀0 Avec : Av = 1,04. h. tw (Poutrelle laminée et effort tranchant

parallèle à l’âme) Av=1,04*274*7.5=2137.2 mm2

Vpl,rd=235∗1000∗2137.2∗10−6

3 .1 = 298.96 𝑘𝑁

𝑉𝑧 ,𝐸𝐷 <1

2𝑉𝑝𝑙 ,𝑟𝑑 = 144.98𝑘𝑁 Pas d’interaction entre l’effort tranchant et

le moment fléchissant.

6.3. Vérification de la stabilité




- Selon l’axe fort Lfy=0.5*L0 (car la traverse est encastrée de part et d’autre) tel que L0= 10.5

𝐶𝑜𝑠(10°)

= 10.66m (pas de maintiens latéraux et bi-articulés)

- Longueur de flambement selon l’axe faible Lfz = 1,5 m (les pannes constituent des maintiens pour

la traverse contre le flambement).


On a un profilé laminé IPE avec : h/b = 2.01 > 1,2 et tf = 12.2 mm <40 mm

Courbe a suivant y-y

Courbe b suivant z-z




Inertie Forte

𝜆𝑦= 𝐿𝑓𝑦


𝐿𝑓𝑦 = 0.5𝑙0 (poutre bi encastrée) 𝑙𝑓 =5.33 m

𝜆𝑦 = 5.33

11.36 10−2 𝝀𝒚 = 46.92


𝜆𝑦 = 𝜆𝑦

𝜆1 =

46.92

93.91 𝝀𝒚 = 0.5> 0.2 Risque de flambement


𝜙𝑦 = 0,5 1 + 𝛼 𝑦 𝜆 𝑦 − 0,2 + 𝜆𝑦 2

𝝓𝒚= 0,65

Ce qui donne :

𝜒𝑦 =1

𝜙𝑦 + 𝜙𝑦2 − 𝜆 𝑦

2

𝝌𝒚 = 1.53

Inertie Faible

𝜆𝑧= 𝑙𝑓𝑧


𝑙𝑓 =1, 5m

𝜆𝑧 = 1,5

3.09∗ 10−2 𝝀𝒛 = 48.54


𝜆𝑧 = 𝜆𝑧

𝜆1 =

48.54

93.91 𝝀𝒛 = 0,52 > 0.2 Risque de flambement


𝜙𝑧 = 0,5 1 + 𝛼 𝑧 𝜆 𝑧 − 0,2 + 𝜆𝑧 2

𝝓𝒛= 0,69

𝝌𝒛 = 0,87

𝝌𝒎𝒊𝒏 = min(𝜒𝑧 , 𝜒𝑦 ) = 0,87

Vérification du déversement

- L’élancement réduit du potelet vis-à-vis au déversement est donné par :



𝐸 × 𝐼𝑧 × 𝜋2

𝐾𝐿 2 𝑘

𝑘𝑤

2 𝐼𝑤𝐼𝑧


+ 𝐶2𝑧𝑔 − 𝐶3𝑧𝑗 2− (𝐶2𝑧𝑔 − 𝐶3𝑧𝑗 )

Il est fonction des caractéristiques géométriques du profilé ainsi que des conditions de chargement et

d’encastrement avec :

- kw = 1

- k = 0,5 (poutre bi encastrée)



- L = 1,5m (les pannes constituent des maintiens pour la poutre de la traverse contre le

déversement)


Tableau 26 : Paramètre de déversement de la poutre

K Kw C1 C2 C3 G (MPa) Zg (m) Zj (m) Wpl,y (cm3)

0,5 1 0.712 0.652 1.070 0,8. 105 0 0 574.6

D’où : 𝑀𝑐𝑟 = 437.997 𝐾𝑁.𝑚 Lt = 0.53> 0,4

Risque de déversement. Il faut alors déterminer le coefficient de réduction pour le déversement.

Ce dernier est égale à :

𝜒𝐿𝑡 =1

∅𝐿𝑡 + ∅𝐿𝑡2 − 𝜆𝐿𝑡2

∅𝐿𝑡=0,5 1 + 𝛼𝐿𝑡 𝜆𝐿𝑡 − 0,2 + 𝜆𝐿𝑡𝑦2 =0.5 (1+0.21 (0.63-0.2) +0.53

2)= 0.67

Avec 𝜒𝐿𝑡=0.21 est le facteur d’imperfection déterminé à partir de la courbe de

déversement :(profilé en I laminé et h/b ≤2 courbe a)

Ainsi :

𝜒𝐿𝑡 =0.93

Critère de résistance

cr

yyplw

LtM

fW ,

On est dans le cas de la flexion composée avec risque de flambement et de déversement et notre

section est de classe 1. Il est donc nécessaire de vérifier les deux conditions suivantes

𝑁𝐸𝐷


+ 𝑘𝑦𝑀𝑦,𝐸𝐷𝑊𝑝𝑙,𝑦𝑓𝑦𝛾𝑀1


𝑁𝐸𝐷

𝜒𝑧𝐴 𝑓𝑦𝛾𝑀1

+ 𝑘𝐿𝑇𝑀𝑦,𝐸𝐷

𝜒𝐿𝑇𝑊𝑝𝑙,𝑦𝑓𝑦𝛾𝑀1


≤ 1

Avec 𝑀𝑧,𝐸𝐷 = 0

Et :

𝜇𝑦 = 𝜆𝑦 2 𝛽𝑀 ′𝑦 − 4 + 𝑊𝑝𝑙 ,𝑦 −𝑊𝑒𝑙 ,𝑦

𝑊𝑒𝑙 ,𝑦 Avec

𝛽𝑀 ′𝑦 = 1,3 (moment provoqué par des charges transversales dans le plan)

𝜇𝑦 = 0.5 2 × 1,3 − 4 + 574.6 − 507.1

507.1

𝜇𝑦 = - 0.567


𝜒𝑦 𝐴 𝑓𝑦 = 1 +

0.567∗8.54

1.53∗ 53.8.10−4∗ 235.103

𝑘𝑦 = 1.0025

𝜇𝐿𝑇 = 0,15. 𝜆𝑧 𝛽𝑀,𝐿𝑇 − 1 = 0,15. 0,52 .1,3 − 1 = −0,0486

𝑘𝐿𝑇 = 1 −𝜇𝐿𝑇𝑁𝐸𝐷

𝜒𝑧 𝐴 𝑓𝑦= 1 +

0,0486×8.54

0,87×53.8×0,1×235= 1,00037

En vérifiant les 2 conditions on obtient :

8.54

0.1 ∗ 53.8 ∗ 235 ∗ 0.871.1

+ 1 ∗ 86.15

235 ∗ 103 ∗ 574.6 ∗ 10−6

1.1

= 0.0085 + 0.7546 = 0.7631 < 1

La section est bien vérifiée.

VIII. Calcul des Poteaux

On s’intéresse dans cette partie au dimensionnement des poteaux du portique .Ces derniers sont

soumis d’une part aux efforts transmis par la fermes à âme plaine et à leurs poids propre, et d’autres

part, aux efforts des pressions de vent qui sont transmis par les lisses de bardages.

Ces poteaux travaillent donc à la flexion composée.La vérification sera faite dans les conditions les

plus défavorables..

1-Calcul des efforts appliqués sur le poteau

Actions du vent :

L’effort de pression du vent qui frappe le bardage est transmis aux poteaux via les lisses de

bardage. Ces dernières ont un entraxe de 1,73 m qui peut être considéré comme faible. On

peut donc supposer que l’effort de pression est uniformément réparti sur les poteaux.

𝑊𝑢= 1,5×𝑊×𝐿𝑙𝑖𝑠𝑠𝑒= 1.5*0.61512*6

𝑊𝑢 = 5.53 kN/m

Efforts normaux dû au poids propre :

On va pré dimensionner avec un poteau HEA 300 :

𝑁𝑃𝑜𝑡𝑒𝑎𝑢= 1,35×𝑃𝑃𝑜𝑡𝑒𝑎𝑢 ×𝐿𝑃𝑜𝑡𝑒𝑎𝑢

𝑁𝑃𝑜𝑡𝑒𝑎𝑢= 1,35×0,883 ×13.5

𝑁𝑃𝑜𝑡𝑒𝑎𝑢 = 16.093kN

Efforts normaux dû aux réactions du au traverses :

Ntraverse = 8.54kN

Efforts normaux dû aux lisses de bardage :

𝑁𝑙𝑖𝑠𝑠𝑒𝑠 = 1,35 × 𝑁𝑏𝑙𝑖𝑠𝑠𝑒𝑠 × 𝑃𝑙𝑖𝑠𝑠𝑒 × 𝐿𝑙𝑖𝑠𝑠𝑒

𝑁𝑙𝑖𝑠𝑠𝑒𝑠 = 1,35 × 8 × 0.104 × 6

𝑁𝑙𝑖𝑠𝑠𝑒𝑠 = 6.74kN

Effort normal dû au bardage :

𝑁𝐵𝑎𝑟𝑑𝑎𝑔𝑒 = 1,35 × 𝑆𝐵𝑎𝑟𝑑𝑎𝑔𝑒 × 𝑃𝐵𝑎𝑟𝑑𝑎𝑔𝑒

𝑁𝐵𝑎𝑟𝑑𝑎𝑔𝑒 = 1, 35 × 6 ×13.5 ×0, 22

𝑁𝐵𝑎𝑟𝑑𝑎𝑔𝑒 = 24.057 kN

L’effort normal pondéré est donc :

𝑁𝐸𝑑=𝑁𝑃𝑜𝑡𝑒𝑎𝑢 + 𝑁𝑙𝑖𝑠𝑠𝑒𝑠 + 𝑁𝐵𝑎𝑟𝑑𝑎𝑔𝑒 + 𝑁traverse = 52.42KN

2-Pré-dimensionnement du poteau

Afin de bien dimensionner les poteaux il faut tenir compte de l’effort normal et le moment.

Pour l’effort normal il faut vérifier:

2

31 9.41,1102355,0

42.52.cm

f

NA

y

sdnéc

HEA 100 (A=21,2cm²)

Pour le moment on doit vérifier :

My, max ≤ Mpl,y avec: Mpl,y = Wpl,y

0M

yf

D’où Wpl,y ≥ y

My

f

M0max,

= 589.69 cm3

HEA 280 (Wpl,y= 1112cm3 ).

Après le choix du profilé HEA280 ,on doit changer l’effort normal du au poteau :

𝑁𝑃𝑜𝑡𝑒𝑎𝑢= 1,35×𝑃𝑃𝑜𝑡𝑒𝑎𝑢 ×𝐿𝑃𝑜𝑡𝑒𝑎𝑢 =1.35*0.764*13.5

=14.288kN

𝑵𝑬𝒅=50.61kN

𝑽𝒛,𝑬𝒅= 𝑾𝒖𝑳𝑷𝒐𝒕𝒆𝒂𝒖

𝟐 =37.32 kN

𝑴𝒚,𝑬𝒅= 𝑾𝒖𝑳𝑷𝒐𝒕𝒆𝒍𝒆𝒕

𝟐

𝟖 =125.98kNm

3-Vérification de classe de la section

Vérification au niveau de l’âme

d/tw= 24.5< 72

Vérification de la semelle

c/tf= 10,76< 11


Les profilés laminés HEA sont de classe 2, donc, les vérifications seront faites en plasticité.


Vérification au niveau de l’âme

d/tw= 24.5< 72

Vérification de la semelle

c/tf= 10,76< 11


Les profilés laminés HEA sont de classe 2, donc, les vérifications seront faites en plasticité.


Incidence de l’effort tranchant

Il faut vérifier que : Edrdpl VV ,

Avec : 30

,

M

yv

rdpl

fAV

Avec wv thA 04.1

kNVkNV Edzrdpl 37.3978.3043

102351081027004,1 ,

333

.

Vérifiée

De plus, on a kNVV rdplEdz 39.1525,0 ,,

L’incidence de l’effort tranchant sur le moment fléchissant peut être négligée (Il n’y a pas

interaction entre le moment fléchissant et l’effort tranchant)

Incidence de l’effort tranchant

On a vérifié que : EdRdpl NN ,25,0 avec

0

,

M

y

rdpl

fAV

L’incidence de l’effort normale sur le moment fléchissant peut être négligée

Vérification de la résistance de la section transversale

Mpl ,y,Rd =W pl ,y ×fy

γM 1

=1112 ×235

1,1×

310= 237.56kN.m>My,ED = 125.98kN.m

La condition de résistance est vérifiée

6-Vérification de stabilité


Les poteaux articulé-encastré

Les longueurs de flambement suivant les deux axes y et z sont :

𝑙𝑓 ,𝑦 = 0,7𝐿0 = 0,7 × 13.5 = 9.45𝑚

𝑙𝑓 ,𝑧 = 1.5𝑚

Les élancements sont alors :

𝜆𝑦 =𝑙𝑓𝑦

𝑖𝑦=

9.45

11.86= 79.68

𝜆𝑧 =𝑙𝑓𝑧

𝑖𝑧=

1.5

7= 21.42

Les élancements réduits :

𝜆𝑦 =𝜆𝑦

𝜆1=

79.68

93,9= 0,84

𝜆𝑧 =𝜆𝑧

𝜆1=

21.42

93,9= 0,23

Avec : 𝜆1 = 93,9 pour un acier S235

2,084.0max

Il y a risque de flambement


Pour un profilé HEA280, on a :

𝑕

𝑏=

270

280< 0.96 et𝑡𝑓 = 13𝑚𝑚 < 100𝑚𝑚

Alors : selon y : courbe de flambement b : 𝛼 = 0,34 .

Selon z : courbe de flambement c : 𝛼 = 0,49.

∅𝑦 = 0,5 1 + 𝛼 𝜆𝑦 − 0,2 + 𝜆𝑦2 = 0.96

∅𝑧 = 0,5(1 + 𝛼 𝜆𝑧 − 0,2 + 𝜆𝑧2

) = 0,53

Calcul de 𝜒

On obtient alors :

𝜒𝑦 =1

∅ + ∅2 − 𝜆𝑦2

= 0,7

𝜒𝑧 =1

∅ + ∅2 − 𝜆𝑧2

= 0.99

𝛘𝐦𝐢𝐧 = 𝟎,𝟕

Paramètres du déversement :

L’élancement réduit est donné par :

𝜆𝑏𝑎𝑟 ,𝐿𝑇 = 𝛽𝑤𝑊𝑝𝑙 ,𝑦𝑓𝑦

𝑀𝑐𝑟



𝐸 × 𝐼𝑧 × 𝜋2

𝐾𝐿 2

𝑘

𝑘𝑤

2 𝐼𝑤𝐼𝑧


+ 𝐶2𝑧𝑔 − 𝐶3𝑧𝑗 2− (𝐶2𝑧𝑔 − 𝐶3𝑧𝑗 )



- kw = 1


- zg = 0 mm


- L = 1.5 m


Tableau IV. 1 Paramètres de déversement de la panne

K Kw C1 C2 C3 G (MPa) Zg (mm) Zj (mm) Wpl,y (cm3)

1 1 1,132 0,459 0,525 0,8. 105 0 0 1112

D’où : 𝑀𝑐𝑟 = 6593.106 𝐾𝑁.𝑚

𝛽𝑊 = 1(𝑠𝑒𝑐𝑡𝑖𝑜𝑛 𝑑𝑒 𝑐𝑙𝑎𝑠𝑠𝑒 2)

Avec :

𝑀𝑐𝑟 = 6593.106 𝐾𝑁.𝑚

D’où : 𝜆𝐿𝑇 = 0,1991

: 𝜆𝐿𝑇 = 0.199

𝜆𝐿𝑇 < 0,4 : il n'y a pas un risque de déversement

Paramètres du flambement :

Vérification de flambement et de diversement vis-à-vis de la flexion composée :

On a 𝜆𝐿𝑇 = 0,199 < 0.4

2,084.0max y

On va vérifier le profilé HEA280 à la flexion composée avec risque de flambement et sans

risque de déversement.

𝑁𝐸𝑑 = 50.61 𝑘𝑁

𝑀𝑦 ,𝐸𝑑 = 125.98 𝑘𝑁.𝑚

𝑀𝑧 ,𝐸𝐷 = 0 𝑘𝑁.𝑚

Il faut vérifier que:

𝑁𝐸𝐷



𝑊𝑝𝑙 ,𝑦𝑓𝑦𝛾𝑀1

+ 𝑘𝑧𝑀𝑧,𝐸𝐷


< 1


𝜒𝑦 𝐴 𝑓𝑦 avec: 𝜇𝑦 = 𝜆𝑦 2 𝛽𝑀′𝑦 − 4 +

𝑊𝑝𝑙 ,𝑦 −𝑊𝑒𝑙 ,𝑦

𝑊𝑒𝑙 ,𝑦

où 𝛽𝑀′𝑦 = 1,3 (moment provoqué par des charges transversales)

𝜇𝑦 = 0.84*(2*1.3-4) + 1112 −1013

1013 = -1.078

𝑘𝑦 =1 + 1.078∗50.61

0.7 97.3∗10−4∗235∗10^3 = 1.034

On obtient finalement

𝑁𝐸𝐷




= < 1

Le poteau HEA280 est bien vérifié

7- Récapitulatif des résultats

Le profilé HEA 280 a vérifié tous les critères de résistance, et de stabilité, donc ce

choix sera adopté pour tous les poteaux.

La masse linéaire de la section adoptée est :

Gpoteau =76,4 kg/m

IX. Assemblage pied de poteau/potelet

Les poteaux ainsi que les potelets sont articlés aux pieds. Leur liaison aux fondations est

assurée par une plaque d'assise rectangulaire qui est soudée de façon symétrique. Cette plaque

a pour rôle de répartir les efforts transmis par les poteaux et d’atténuer leur effet évitant ainsi

le phénomène de poinçonnement de la fondation en béton.

La fixation du pied de poteau à la fondation en béton se fait au moyen de deux boulons

d'ancrage placés symétriquement autour de l'âme sur l'axe principal du poteau.

Les boulons d'ancrage permettent de résister aux forces de poussée ascendante qui se

produisent dans le poteau mais aussi, ils peuvent servir à résister à l'effort de cisaillement au

niveau du pied de poteau. Ces derniers sont des boulons ordinaires de classe 4.8

1 -Dimensionnement des boulons

Les sollicitations sont les suivantes :

Effort normale :

𝑵𝑬𝒅= 50.61kN

Effort tranchant :

𝑽𝒛,𝑬𝒅= 𝑾𝒖𝑳𝑷𝒐𝒕𝒆𝒂𝒖

𝟐 = 37.39 kN

- Vérification de la traction

Il faut que :

𝐹𝑡 ,𝐸𝑑 = 𝑁𝐸𝑑

𝑖 . 𝑗≤ 𝐹𝑡 ,𝑅𝑑 = 0,9 𝑓𝑢𝑏

𝐴𝑠

𝛾𝑀𝑏

- 𝑓𝑢𝑏 = 400 MPa pour des boulons de classe 4.8

- 𝛾𝑀𝑏 = 1,25

- 𝐹𝑡 ,𝐸𝑑 = 25.305kN

Ce qui donne :

𝐴𝑠≥ 𝐹𝑡 ,𝐸𝑑 .𝛾𝑀𝑏

2 .0,9 𝑓𝑢𝑏= 87.86 mm²

Soit As= 90mm².

Les boulons sont de diamètre d = 14mm.

- Vérification du cisaillement

Il faut que

𝐹𝑣,𝐸𝑑 ≤ 𝐹𝑣,𝑅𝑑

Avec :

𝐹𝑣,𝐸𝑑 = 𝑉𝑢

𝑖 .𝑗 =

37.39

2

𝐹𝑣,𝐸𝑑 = 18.69 kN

𝐹𝑣,𝑅𝑑 = 0,5𝑓𝑢𝑏𝑚 . 𝐴𝑠

𝛾𝑀𝑏 =

0,6 . 400 .∗2∗115 .10−3

1,25

𝑭𝒗,𝑹𝒅 = 44.16kN >𝑭𝒗,𝑬𝒅= 18.69vérifiée

- Vérification de la pression diamétrale

Il faut que :

𝐹𝑣,𝐸𝑑 ≤ 𝐹𝐵,𝑅𝑑

avec 𝐹𝐵,𝑅𝑑 = 2,5 .𝛼 . 𝑓𝑢𝑏 . d .𝑡

𝛾𝑀𝑏

𝛼 = 1 ; t = 2 cm ; d = 14 mm ;𝛾𝑀𝑏 = 1,25

𝑭𝑩,𝑹𝒅 = 22.4 kN >18.69 kN Vérifié

X. Etude estimative du coût

La phase initial d’untel projet, est l’estimation des coûts car elle occupe une grande

importance. Aussi , parmis les taches de l’ingénieur est l’étude du coût . C'est-à-dire

l’ingénieur doit concevoir une structure rigide optimale et économique.Afin d’estimer le coût

de ce projet, nous avons contacté plus d’un intervenant dans le secteur des constructions

métalliques tel que l’entreprise « GENERAL EQUIPEMENT » qui nous a fournis des

différents prix unitaires des articles selon le marché tunisien actuel.

1. Devis quantitatif : Poteaux et potelets

Tableau 27 : Devis quantitatif des poteaux et potelets

Longueur totale en

(m)

Section Poids

(kg/m)

Poids (kg)

20 x Poteau 13.5m 270 HEA280 76.4 20628

4x potlet 15.35 29,32 HEA280 76,4 4690.96

Pannes

Tableau 28 : Devis quantitatif des pannes

Longueur totale en

(m)

Section Poids

(kg/m)

Poids (kg)

18 x Pannes 6m 2700 IPE 120 10.4 4992

Lisses

Tableau 29 :Devis quantitatif des lisses

Longueur totale en

(m)

Section Poids

(kg/m)

Poids (kg)

face long pan 2700 IPE 120 10,4 9984

2. Devis estimatif

Le tableau ci-dessous résume l’étude estimative décrivant les différents articles avec le coût

total du projet en dinars tunisien.

Tableau 30 : Récapitulatif des prix des différents éléments

Référence Désignation Unité Quantité Prix unitaire Montant Net

HEA28001 FER HEA 280 KG 25318.96

1,350 34180.596

IPE12001 FER IPE 120 KG 14976

1,300 19468.8

Montant Total 53649.396

Conclusion

A la fin de ce projet nous devons signaler le grand intérêt qu’il nous a

apporté. Une étape très remarquable et nécessaire pour confronter un nombre

assez important de problèmes d’ordre structural et technique.

Concernant la conception de la structure, elle nous a permis d’améliorer

notre logique et esprit d'ingénieur et d'aiguiser nos réflexes vis-à-vis aux

problèmes rencontrés.

Pour ce projet, afin d’aboutir au dimensionnement il faut passer lar le

calcul des sollicitations qui est une étape importante. Pour cette raison un calcul

manuel a été effectué pour tous les éléments de ce projet : pannes, lisses,

poteaux, potelets, butons et fermes à treillis.

Ce projet nous a permis de se familiariser avec le logiciel Robot ainsi

qu’approfondir nos connaissances à bien manipuler les options des logiciels

Excel et RDM6.

Enfin ce projet nous a donner l’occasion d’appliquer nos connaissances

acquises lors du cours de construction métallique I et II et d’avoir une petite idée

sur la manière du travail.

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construction métallique