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27.03.2026

Assemblages en acier inoxydable avec le module complémentaire Assemblages acier pour RFEM

Cette étude examine la vérification des assemblages en acier inoxydable dans RFEM. Le comportement structural et la performance de ces assemblages sont évalués au regard des dispositions de l’Eurocode 3 (EC 3) et comparés à un modèle ROFEM (modèle EF orienté recherche), validé précédemment par des essais expérimentaux (1).

Modèle analytique

Cette étude adopte les critères de dimensionnement spécifiés dans l'EN 1993-1-8:2006 (2) pour évaluer la résistance des boulons (cisaillement et traction) et la résistance des plaques (pression diamétrale et cisaillement par poinçonnement), en utilisant les formulations d'états limites fournies dans le Tableau 3.4. La résistance de calcul du tronçon en T équivalent est évaluée indépendamment pour la platine d'extrémité et la semelle du poteau. Pour chaque composant, la résistance de calcul gouvernante, FT,Rd, est définie comme la valeur minimale issue de trois mécanismes de ruine potentiels.

FT,Rd=min (FT1,Rd, FT2,Rd, FT3,Rd)
Résistance de calcul et modes de ruine pour les éclisses en T selon l’EN 1993-1-8

La résistance individuelle de chaque mode est calculée sur la base du moment plastique de la semelle (Mpl,1Rd et Mpl,2,Rd) et de la résistance en traction du groupe de boulons (∑Ft,Rd). Ces modes prennent en compte la plastification complète de la semelle (Mode 1), la ruine des boulons couplée à la plastification de la semelle (Mode 2) et la rupture pure des boulons (Mode 3).

  • Modes de ruine :
FT,1,Rd=(8n-2ew)Mpl,1,Rd2mn-ew(m+n)
Mode 1 : Surgissement complet de l’âme
FT,2,Rd=2Mpl,2Rd+n(∑Ft,Rd)(m+n)
Mode 2 : Rupture des boulons couplée à la plastification de la semelle
FT,3,Rd=∑FtRd
Mode 3 : Rupture pure du boulon
  • Moments résistants plastiques :
Mpl,1,Rd=0.25∑leff,1tf2fyγM0
Moment plastique résistant
Mpl,2,Rd=0.25∑leff,2tf2fyγM0
Moment de résistance plastique
Illustration montrant différents modes de rupture d’un élément de tronçon en T dans l’ingénierie des structures.
1 Modes de rupture des éléments de tronçon en T

L'introduction de l'Eurocode 3 (2) a marqué une avancée significative dans le domaine de l'ingénierie structurelle, établissant le premier cadre réglementaire complet spécifiquement dédié au dimensionnement des assemblages. Souvent cité comme la référence fondatrice des codes modernes de dimensionnement en acier aux états limites, ses dispositions — spécifiquement celles anciennement détaillées à l'Annexe J (désormais intégrées dans l'EN 1993-1-8) — fournissent des méthodologies analytiques (2) pour les assemblages dans les ossatures de bâtiments soumises principalement à des charges statiques, avec un accent sur la configuration poutre-poteau.

La méthodologie est centrée sur la méthode des composants, une approche de modélisation mécanique qui idéalise l'assemblage comme un ensemble de composants fonctionnels individuels. Chaque composant est caractérisé par un ressort élastique équivalent défini par sa rigidité translationnelle et sa résistance de calcul uniques (3). En assemblant stratégiquement ces ressorts en série et en parallèle selon la topologie de l'assemblage, la rigidité rotationnelle globale et la capacité résistante en moment de l'assemblage peuvent être dérivées avec précision.

Modèle de structure avec jonction par platine d'about et cornière supérieure et inférieure selon l'annexe J de l’Eurocode 3
2 Exemple de modèle de l’annexe J de l’EC3 pour les assemblages par plaque d’about et angles siège et sommets
Illustration de l'Annexe J de l'EC3 montrant les assemblages par cornières supérieures et inférieures et par cornières d'âme dans un modèle de calcul de structure.
3 Extension de l'annexe J de l'EC3 pour les connexions par cornières en haut et en bas et par gousset d'âme
  • La rigidité initiale de l'assemblage est donnée par la formule :
Sj,ini=Ez2∑i-1n1ki

E

Module d’élasticité de Young

z

Bras de levier

ki

Coefficient de raideur du ith composant

n

Numéro de composants de base de l'assemblage
Rigidité initiale de l'assemblage

Afin de garantir une capacité de rotation plastique adéquate, les épaisseurs de la platine d'extrémité et des cornières ont été déterminées conformément à la plage limite supérieure prescrite par l'EN 1993-1-8 (2). Ce choix garantit que le comportement de l'assemblage reste suffisamment ductile pour l'analyse structurelle envisagée.

t=0.36dfu,bfy
Formule

Détails géométriques de l'assemblage poutre-poteau

Cette étude a utilisé des profilés en I soudés en acier inoxydable — spécifiquement, I 240 x 120 x 12 x 10 — pour les éléments de poutre et de poteau. Les dimensions de la section transversale consistaient en une hauteur extérieure (h) de 240 mm, une largeur de semelle (b) de 120 mm, une épaisseur de semelle (tf) de 12 mm et une épaisseur d'âme (tw) de 10 mm. Afin d'évaluer le comportement structurel typique, quatre configurations d'assemblage couramment employées ont été étudiées : les assemblages par platine d'extrémité étendue (EEP), les assemblages par platine d'extrémité affleurante (FEP), les assemblages par cornières de semelle supérieure et inférieure (TSAC) et les assemblages par cornières de semelle supérieure, inférieure et double cornière d'âme (TSWAC).

Les configurations géométriques des quatre types d'assemblage étudiés sont illustrées dans l'Image [4] et le Tableau 1. Dans tous les spécimens, les fixations consistaient en boulons en acier inoxydable M16 entièrement filetés de classe A4-80 (équivalents à la classe 8.8 en acier au carbone), installés dans des trous de passage de 18 mm de diamètre. Pour les configurations TSAC et TSWAC, les cornières de semelle supérieure et inférieure étaient de géométrie identique, y compris la distribution spatiale des trous de boulons.

  • Tableau 1 : Configuration géométrique des spécimens testés (2)
Distances selon Img-4 (mm)
Spécimens tc tp ta p1 p2 e1 e2 L1 L2
FEP 12 8 - 65 65 25 - - -
EEP 12 8 - 110 100 25 - - -
TSAC-8 12 - 8 0 0 35 - 100 -
TSAC-10 12 - 10 0 0 25 - 100 -
TSWAC-8 12 - 8 0 0 35 25 100 55
TSWAC-10 12 - 10 0 0 25 25 100 60

  • Tableau 2 : Propriétés des matériaux (1)
Spécimens E σ0.2 σ1.0 σu ε f
(N/mm2) (N/mm2) (N/mm2) (N/mm2) %
I-240 × 120 × 12 × 10 - semelle 196 500 248 306 630 66
I-240 × 120 × 12 × 10 - âme 205 700 263 320 651 65
Cornière (8 mm) 197 600 280 344 654 55
Cornière (10 mm) 192 800 289 353,5 656 56
Platine d'extrémité 198 000 282 343 655 54
Boulon M16 (A4-80) 191 500 617 703 805 12

Détails des assemblages utilisés dans les échantillons testés pour le calcul de structure.
4 Détails des assemblages des échantillons testés

Discussion

Assemblages acier pour la solution RFEM

En utilisant le module complémentaire Steel Joints pour RFEM 6, basé sur la méthode des éléments finis, le processus de dimensionnement des assemblages a été entièrement intégré au modèle structurel principal. En unifiant les paramètres d'entrée et l'analyse des résultats dans l'environnement RFEM, le flux de travail a permis des gains significatifs en termes de transparence et d'efficacité de dimensionnement.

Dans tous les spécimens étudiés, la résistance ultime et la capacité de rotation des assemblages ont été déterminées par la rupture des boulons. En raison de la ductilité élevée et des caractéristiques prononcées d'écrouissage inhérentes aux composants en acier inoxydable, la résistance en moment a présenté une branche ascendante continue avec l'augmentation de la déformation jusqu'à atteindre la limite en traction ou en cisaillement des fixations. Notamment, bien que la rupture des boulons elle-même fût intrinsèquement fragile, la réponse systémique des assemblages est restée principalement ductile. Ce comportement est attribué au fait que la rupture des boulons a été précédée par une déformation inélastique et une plastification importantes au sein des autres éléments de l'assemblage, spécifiquement les platines d'extrémité et les cornières de semelle/d'âme. Les Images 5&6 et les Tableaux 3&4 illustrent la comparaison de la résistance en moment et de la rigidité – Expérimental, ROFEM, Steel Joints dans RFEM selon l'EC 3. Le Tableau 5 illustre les modes de ruine.

Graphique montrant la comparaison de la résistance en moment à partir de données expérimentales, du logiciel RFEM, d’assemblages en acier avec RFEM et des normes EC 3.
5 Comparaison de la résistance en moment – Expérimentale, RFEM, Assemblages acier dans RFEM et EC 3
Graphique illustrant la comparaison de la rigidité entre l’analyse expérimentale, la méthode du ROFEM et les assemblages acier basés sur RFEM à l’aide des critères EC-3.
6 Comparaison de la rigidité : expérimentale, Rofem, Assemblages en acier dans RFEM, et EC-3
  • Tableau 3 : Comparaison de la résistance en moment – Expérimental, ROFEM, Steel Joints dans RFEM et EC3
Capacité en moment (kNm) | Mj,R
Spécimens Expérimental ROFEM Steel Joints dans RFEM EC3 EC3/CBFEM
FEP 40 40,5 40,5 18,6 0,46
EEP 42 43,8 45,23 27,2 0,60
TSAC-8 12 11,7 8,37 6,6 0,79
TSAC-10 23 21,8 13,03 11,1 0,85
TSWAC-8 39 41,6 25,65 19,25 0,75
TSWAC-10 55 53,2 27,27 30,3 1,11

  • Tableau 4 : Comparaison de la rigidité – Expérimental, ROFEM, Steel Joints dans RFEM et EC3
Rigidité initiale Sj,ini (MNm/rad)
Spécimens Expérimental ROFEM Steel Joints dans RFEM EC3 EC3/CBFEM
FEP 3,91 4,00 5,00 5,74 1,15
EEP 4,46 5,20 3,30 9,36 2,84
TSAC-8 1,24 0,57 1,30 1,80 1,38
TSAC-10 1,52 1,01 2,00 2,52 1,26
TSWAC-8 1,92 2,39 2,20 5,24 2,38
TSWAC-10 2,77 2,88 2,70 6,14 2,27

  • Tableau 5 : Modes de ruine
Modes de ruine
Spécimens EC-3 Steel Joints dans RFEM Expériences
FEP Flexion de la platine d'extrémité Rupture du boulon en traction Rupture du boulon en traction
EEP Flexion de la platine d'extrémité Rupture du boulon en traction Rupture du boulon en traction
TSAC-8 Flexion de la cornière de semelle Rupture du boulon en traction et cisaillement Rupture du boulon en traction et cisaillement
TSAC-10 Flexion de la cornière de semelle Rupture du boulon en traction et cisaillement Rupture du boulon en traction et cisaillement
TSWAC-8 Flexion de la cornière Rupture du boulon en traction et cisaillement Rupture du boulon en traction et cisaillement (boulon de cornière de semelle)
TSWAC-10 Flexion de la cornière Rupture du boulon d'âme en cisaillement Rupture du boulon en cisaillement (boulon supérieur reliant la cornière d'âme à l'âme de la poutre)

Analyse montrant les contraintes équivalentes et la déformation plastique sur une platine d’about non débordante.
7 Contraintes équivalentes et déformation plastique de la platine d’about non-débordante (FEP)
Représentation visuelle des contraintes équivalentes et de la répartition des déformations plastiques dans un modèle structurel de platine d’extrémité affleurante.
8 Contraintes équivalentes et déformation plastique de la platine d’extrémité affleurante (FEP) | 2
Analyse par éléments finis d'une platine d'extrémité prolongée montrant les contraintes équivalentes et la répartition des déformations plastiques.
9 Contraintes équivalentes et déformation plastique de la platine d'extrémité prolongée (EEP)
Représentation visuelle des contraintes équivalentes et de la répartition des déformations plastiques dans une connexion de plaque d'extrémité prolongée d'une structure en acier.
10 Contraintes équivalentes et déformation plastique de la platine d’about prolongée (EEP) | 2
Analyse de la connexion par cornières supérieure et inférieure montrant les contraintes équivalentes et les distributions de déformation plastique dans une liaison structurelle.
11 Contraintes équivalentes et déformation plastique de la connexion à cornière supérieure et inférieure (TSAC)
Analyse des contraintes équivalentes et de la déformation plastique dans une connexion par cornière d’about et cornière d’appui dans un assemblage de charpente métallique.
12 Contraintes équivalentes et déformation plastique de la connexion à cornières de tête et d’assise (TSAC) | 2
L'image affiche la répartition des contraintes équivalentes et de la déformation plastique dans une configuration de connexion par cornière d'appui supérieure et cornières de liaison doubles dans une structure en acier.
13 Contraintes équivalentes et déformation plastique de la connexion à siège supérieur et à cornière double d'âme (TSWAC)
Analyse des contraintes équivalentes et de la déformation plastique dans une connexion avec appui supérieur et cornière à double âme, visualisée pour l’évaluation structurelle.
14 Contraintes équivalentes et déformation plastique de la connexion à siège supérieur et gousset double d’âme (TSWAC) | 2
Illustration montrant les coefficients de calcul et la rigidité en rotation d’une plaque d’extrémité affleurante en analyse structurale.
15 Rapports de calcul et rigidité en rotation de la plaque d’extrémité affleurante (FEP)
Charges et réactions sur une connexion à plaque d’extrémité prolongée montrant les rapports de vérification et les résultats de l’analyse de la raideur rotationnelle.
16 Rapports de conception et rigidité en rotation de la plaque d'extrémité prolongée (EEP)
Analyse des contraintes équivalentes et de la déformation plastique dans une connexion à cornières de liaison en tête et en pied. Vue détaillée du modèle par éléments finis TSAC.
17 Contraintes équivalentes et déformation plastique de la connexion d’équerre de chaise supérieure et de siège (TSAC)
Analyse des rapports de calcul et de la rigidité en rotation d’une connexion avec cornière d’appui supérieure et double cornière d’âme en ingénierie structurelle.
18 Rapports de calcul et rigidité en rotation de siège supérieur et de cornière double sur âme (TSWAC)

Conclusion

Sur la base des données expérimentales préliminaires, l'applicabilité des dispositions de l'EN 1993-1-8 au module complémentaire Steel Joints a été évaluée. Conformément aux observations antérieures sur les homologues en acier au carbone, le modèle de rigidité de l'Eurocode a eu tendance à surestimer la rigidité rotationnelle initiale, les prédictions présentant une dispersion significative.

Les modèles de résistance analytique (TSWAC-10) ont présenté un ratio supérieur à 1,0 concernant la résistance en moment plastique des spécimens expérimentaux et des simulations CBFEM. Une divergence critique a été observée concernant le mode de ruine gouvernant : la rupture a été invariablement déclenchée par la ruine des boulons, même dans les configurations où l'Eurocode prévoyait une ruine ductile du tronçon en T (Mode 1 ou 2) caractérisée par la formation de rotules plastiques. Bien que les tronçons en T aient développé les déformations plastiques anticipées, l'écrouissage prononcé de l'acier inoxydable a permis une augmentation continue de la contrainte dans les zones plastifiées.

Références
  1. Elflah, M., Theofanous, M., Dirar, S., & Yuan, H. (2019). Behaviour of Stainless Steel Beam-to-Column Joints — Part 1 : Experimental investigation. Journal of Constructional Steel Research, 152, 183–193.
  2. Elflah, M., Theofanous, M., & Dirar, S. (2019). Behaviour of Stainless Steel Beam-to-Column Joints – Part 2: Numerical Modelling and Parametric Study. Journal of Constructional Steel Research, 152, 194–212.
  3. Weynard, K., Jaspart, J. P., & Steenhuis, M. (1995). Le modèle de rigidité de l'Annexe J révisée de l'Eurocode 3, assemblages dans les structures en acier III : comportement, résistance et dimensionnement. In 3e Atelier international sur les assemblages dans les structures en acier. Trente ; Italie.
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