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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 vérification spécifiés dans l’EN 1993-1-8:2006 (2) pour l’évaluation de la résistance des boulons (cisaillement et traction) et de la résistance des plaques (résistance en pression diamétrale et poinçonnement), à l’aide des formulations à l’état limite présentées dans le Tableau 3.4.
La valeur de calcul de la résistance du tronçon en T équivalent est évaluée indépendamment pour la platine d’about et pour les composants de la semelle de poteau. Pour chaque composant, la résistance de calcul déterminante, F_T,Rd, est définie comme la valeur minimale obtenue à partir de trois mode de rupture potentiels.

F_{T, R d} = m i n (F_{T 1, R d}, F_{T 2, R d}, F_{T 3, R d})

Résistance de calcul et modes de ruine pour les éclisses en T selon l’EN 1993-1-8

La résistance respective de chaque mode est calculée sur la base de la capacité de moment plastique de la semelle (M_pl,1Rd et M_pl,2,Rd) et de la résistance en traction du groupe de boulons (∑F_t,Rd). Ces modes prennent en compte la plastification complète de la semelle (Mode 1), la rupture des boulons associée à la plastification de la semelle (Mode 2) et la rupture pure des boulons (Mode 3).

Modes de rupture :

F_{T, 1, R d} = \frac{(8 n - 2 e_{w}) M_{p l, 1, R d}}{2 m n - e_{w} (m + n)}

Mode 1 : Surgissement complet de l’âme

F_{T, 2, R d} = \frac{2 M_{p l, 2 R d} + n (\sum F_{t, R d})}{(m + n)}

Mode 2 : Rupture des boulons couplée à la plastification de la semelle

F_{T, 3, R d} = \sum F_{t R d}

Mode 3 : Rupture pure du boulon

Moments de résistance plastique :

M_{p l, 1, R d} = \frac{0.25 \sum l_{e f f, 1} {t_{f}}^{2} f_{y}}{γ_{M 0}}

Moment plastique résistant

M_{p l, 2, R d} = \frac{0.25 \sum l_{e f f, 2} {t_{f}}^{2} f_{y}}{γ_{M 0}}

Moment de résistance plastique

Illustration montrant différents modes de rupture d’un élément en T dans l’ingénierie des structures.

Modes de rupture des éléments de tronçons en T

L’introduction de l’Eurocode 3 (2) a marqué une avancée majeure en ingénierie des structures, en établissant le premier cadre réglementaire complet spécifiquement dédié à la vérification des assemblages. L’Eurocode est souvent cité comme la référence fondatrice des normes modernes de vérification des structures en acier aux états limites. Ses dispositions, notamment celles autrefois détaillées dans l’Annexe J et désormais intégrées à l’EN 1993-1-8, fournissent des méthodologies analytiques (2) pour les assemblages dans les ossatures de bâtiments soumis à des charges principalement statiques, avec un accent sur les configurations 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 en translation propre et sa résistance de calcul (3). En assemblant stratégiquement ces ressorts en série et en parallèle selon la topologie de l’assemblage, il est possible de dériver avec précision la rigidité en rotation globale et la capacité de résistance au moment de l’assemblage.

Modèle de structure avec jonction par platine d'about et cornière supérieure et inférieure selon l'annexe J de l’Eurocode 3

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 des assemblages avec équerres d’âme et équerres intérieure et extérieure en haut et en bas dans un modèle de structure.

Extension de l’annexe J de l’EC3 pour l’assemblage avec ferrure d’âme et d’assise et d’âme

La rigidité initiale de l'assemblage est donnée par la formule :

S_{j, i n i} = \frac{E z^{2}}{\sum_{i - 1}^{n} \frac{1}{k_{i}}}

E	Module d’élasticité de Young
z	Bras de levier
k_i	Coefficient de rigidité du composant i_ème
n	Nombre de composants d’assemblage de base

Rigidité initiale de l’assemblage

Afin de garantir une capacité de rotation plastique suffisante, les épaisseurs de la platine d’about et des cornières ont été déterminées conformément aux limites supérieures prescrites par l’EN 1993-1-8 (2). Cette sélection permet d’assurer une ductilité suffisante de l’assemblage pour le calcul de structure envisagé.

t = 0.36 d \sqrt{\frac{f_{u, b}}{f_{y}}}

Formule

Détails géométriques de l'assemblage poutre-poteau

Cette étude a utilisé des sections soudées en I en acier inoxydable, spécifiquement I 240 x 120 x 12 x 10, pour la poutre et le poteau. Les cotations de la section comprenaient une hauteur totale (h) de 240 mm, une largeur de semelle (b) de 120 mm, une épaisseur de semelle (t_f) de 12 mm et une épaisseur d’âme (t_w) de 10 mm. Pour évaluer le comportement structurel typique, quatre configurations d’assemblages courantes ont été étudiées : EEP (platine d’about débordante), FEP (platine d’about non-débordante), TSAC (cornière supérieure et cornière d’assise) et TSWAC (assemblages avec cornière supérieure, cornière d’appui et double cornière d'âme).

Les configurations géométriques des quatre types d’assemblages étudiés sont illustrées à la Figure [4] et dans le Tableau 1. Dans tous les spécimens, les fixations étaient constituées de boulons inoxydables M16 de classe A4-80 entièrement filetés (équivalents à l’acier au carbone de classe 8.8) dans des trous de 18 mm de diamètre. Pour les configurations TSAC et TSWAC, les cornières supérieure et d’appui présentaient une géométrie identique, y compris la disposition spatiale des trous de boulons.

Tableau 1 : Configuration géométrique des spécimens testés (2)

Distances selon la Fig-4 (mm)
Spécimens	t_c	t_p	t_a	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)

Specimens	E	σ_0.2	σ_1.0	σ_u	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’about	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.

Détails des assemblages des échantillons testés

Discussion

Assemblages acier pour RFEM

Avec le module complémentaire Assemblages acier pour RFEM 6, le processus de vérification d’assemblage a été entièrement intégré au modèle de structure 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 transparence et en efficacité de vérification.

Dans toutes les spécimens étudiés, la résistance ultime et la capacité de rotation des assemblages étaient déterminées par la rupture des boulons. En raison de la ductilité importante et des caractéristiques d’écrouissage prononcées propres aux composants en acier inoxydable, la résistance au moment a présenté une branche ascendante continue avec augmentation de la déformation jusqu’à atteindre la limite en traction ou en cisaillement des fixations. Il convient de noter que, malgré la fragilité intrinsèque de la rupture des boulons, la réponse globale des assemblages est restée principalement ductile. Ce comportement s’explique par le fait que la rupture des boulons a été précédée par une déformation inélastique étendue et par la plastification des autres éléments de l’assemblage, en particulier les platine d’about et les cornières de semelle/âme. Les Fig. 5&6 et les Tableaux 3&4 illustrent la comparaison de la résistance au moment et de la rigidité, expérimental, ROFEM, Assemblages acier pour RFEM, par rapport à l’EC 3. Le Tableau 5 illustre les modes de rupture.

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.

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.

Comparaison de la rigidité : expérimentale, Rofem, Assemblages en acier dans RFEM, et EC-3

Tableau 3 : Comparaison de la résistance au moment – expérimental, ROFEM, Assemblages acier dans RFEM et EC3

Capacité en moment (kNm) | M_j,R
Spécimens	Expérience	ROFEM	Assemblages acier dans RFEM	EC-3	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, Assemblages acier dans RFEM et EC3

Rigidité initiale S_j,ini (MNm/rad)
Spécimens	Expérience	ROFEM	Assemblages acier dans RFEM	EC3	EC-3/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 rupture

Modes de rupture
Spécimens	EC-3	Assemblages acier dans RFEM	Expériences
FEP	Platine d’about en flexion	Rupture du boulon en traction	Rupture du boulon en traction
EEP	Platine d’about en flexion	Rupture du boulon en traction	Rupture du boulon en traction
TSAC-8	Flexion de la cornière de semelle	Rupture du boulon en traction et en cisaillement	Rupture du boulon en traction et en cisaillement
TSAC-10	Flexion de la cornière de semelle	Rupture du boulon en traction et en cisaillement	Rupture du boulon en traction et en cisaillement
TSWAC-8	Flexion de la cornière	Rupture du boulon d'âme en traction et en cisaillement	Rupture du boulon en traction et en 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.

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.

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.

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.

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.

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.

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.

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.

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.

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.

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.

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.

Rapports de calcul et rigidité en rotation de siège supérieur et de cornière double sur âme (TSWAC)

Conclusion

Sur la base de données expérimentales préliminaires, l’applicabilité des dispositions de l’EN 1993-1-8 au module complémentaire Assemblages acier a été évaluée. Conformément aux observations antérieures sur les équivalents en acier au carbone, le modèle de rigidité de l’Eurocode avait tendance à surestimer la rigidité en rotation initiale, avec des prédictions présentant une dispersion significative.

Les modèles analytiques de résistance (TSWAC-10) ont montré un rapport supérieur à 1,0 concernant la résistance au moment plastique, tant pour les spécimens expérimentaux que pour les simulations CBFEM. Une divergence critique a été observée concernant le mode de rupture déterminant : la rupture a été invariablement déclenchée par la défaillance des boulons, même dans les configurations où l‘Eurocode prévoyait une rupture ductile du tronçon en T (Mode 1 ou 2) caractérisée par la formation d’une articulation plastique. Bien que les tronçons en T aient développé les déformations plastiques attendues, l’écrouissage prononcé de l’acier inoxydable a permis une augmentation continue de la contrainte dans les zones plastifiées.

Références

Elflah, M.; Theofanous, M.; Dirar, S.; & Yuan, H.X. (2018). Behaviour of stainless-steel beam-to column joints - part 1: experimental investigation. J. Constr. Steel Res (2018). https://doi.org/10.1016/j.jcsr.2018.02.040 (in press).
Elflah M.; Theofanous M.; & Dirar S. (2019). Behaviour of Stainless-Steel Beam-to-column Joints – Part 2: Numerical Modelling and Parametric Study. J. Constr. Steel Res. 152(2019), pp. 194-212.
CEN. (2005). EN 1993-1-8, Eurocode 3: Design of steel Structures – Part 1–8: Design of Joints. British Standards Institution, CEN.
Weynard K.; Jaspart J.P.; & Steenhuis, M. (1995). The stiffness model of revised Annex J to Eurocode 3, connections in steel structures III: behaviour, strength and design. Paper presented at 3rd International Workshop on Connections in Steel Structures. Trento, Italy.

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