Assemblages préqualifiés pour applications sismiques

12.1 Projet EQUALJOINTS

Le projet de recherche européen EQUALJOINTS fournit des critères de préqualification des assemblages acier pour la prochaine version de l'EN 1998-1. L'activité de recherche a couvert la standardisation des procédures de conception et de fabrication pour un ensemble de types d'assemblages boulonnés et une section de poutre réduite soudée avec des profils lourds conçus pour satisfaire différents niveaux de performance. Elle comprenait également le développement d'un nouveau protocole de chargement pour la préqualification européenne, représentatif de la demande sismique européenne. La campagne expérimentale consacrée à la caractérisation cyclique de l'acier doux au carbone européen et des boulons à haute résistance a permis d'atteindre le comportement requis pour quatre types d'assemblages préqualifiés : assemblages boulonnés avec jarret, assemblages boulonnés à platine d'extrémité prolongée non raidie, assemblages boulonnés à platine d'extrémité prolongée raidie, et assemblages à section de poutre réduite soudée ; voir Fig. 12.1.1. Les résultats obtenus expérimentalement dans le cadre du projet EQUALJOINTS sont résumés dans (Stratan et al. 2017) et (Tartaglia and D'Aniello, 2017).

Fig. 12.1.1 Assemblages structurels préqualifiés dans le projet EQUALJOINTS

12.2 Assemblages à platine d'extrémité

Les assemblages boulonnés à platine d'extrémité prolongée raidie sont les plus courants dans les industries européennes de construction métallique et sont largement utilisés dans la pratique européenne comme assemblages résistants aux moments dans les ossatures acier de faible et moyenne hauteur, grâce à la simplicité et à l'économie de fabrication et de montage. Les critères de conception et les exigences associées pour les assemblages boulonnés poutre-poteau à platine d'extrémité prolongée raidie sont approfondis, discutés de manière critique et actuellement codifiés dans l'EN 1998-1:2005, sur la base d'une étude paramétrique fondée sur des analyses par éléments finis. Malheureusement, la procédure de conception en capacité n'a été développée que dans le cadre de la méthode des composants. Elle tient également compte de la présence de raidisseurs et est capable de contrôler la réponse de l'assemblage pour différents niveaux de performance.

Les assemblages à platine d'extrémité prolongée non raidie sont couramment utilisés en construction métallique pour relier une poutre en I ou H à un poteau en I ou H dans les cas où des moments fléchissants importants doivent être transmis. Cette configuration permet un montage facile par boulonnage, tandis que le soudage de la platine d'extrémité à la poutre est automatisé en atelier. La résistance à la flexion de l'assemblage est généralement inférieure à la résistance à la flexion des éléments assemblés. Ces assemblages sont donc considérés comme à résistance partielle. Une situation de résistance égale, dans laquelle la résistance plastique de l'assemblage est approximativement égale à la résistance plastique de la section de poutre, peut être atteinte par une conception appropriée. Leur ductilité en flexion dépend fortement des détails de conception des assemblages, qui influencent le mode de rupture (Jaspart, 1997). Si le composant d'assemblage gouvernant la rupture est ductile et si la résistance des composants actifs fragiles est significativement plus élevée, une réponse ductile de l'assemblage peut être obtenue. Dans le cas contraire, aucune confiance ne doit être accordée à la capacité de l'assemblage à former des rotules plastiques et à redistribuer les efforts internes pour absorber l'énergie en zone sismique.

Pour les assemblages résistants aux moments à section de poutre réduite soudée, également appelés dog-bone, deux stratégies principales ont été adoptées : le renforcement de l'assemblage ou l'affaiblissement de la poutre. Parmi ces deux options pour le profil de réduction de section, la coupe en arc de cercle tend à présenter un comportement relativement plus ductile, retardant la rupture ultime (Jones et al. 2002). Cependant, les travaux ont montré que les éléments à section de poutre réduite sont plus sujets au déversement en raison de la diminution de la surface de leurs semelles. Des recherches expérimentales et analytiques supplémentaires portant sur l'application de poteaux de grande hauteur (Zhang and Ricles, 2006) ont indiqué que la présence d'une dalle composite peut réduire considérablement la torsion se développant dans le poteau, car elle offre un contreventement à la poutre et réduit le déplacement latéral de la semelle inférieure.

Selon la procédure de conception développée dans le cadre du projet EQUALJOINTS, l'assemblage comprend trois macro-composants : le panneau d'âme du poteau, la zone d'assemblage et la zone de poutre ; voir Fig. 12.2.1. Chaque macro-composant est conçu individuellement selon des hypothèses spécifiques, puis des critères de conception en capacité sont appliqués afin d'obtenir trois objectifs de conception différents définis pour évaluer l'assemblage : assemblages à pleine résistance, à résistance égale et à résistance partielle. Les assemblages à pleine résistance sont conçus pour garantir la formation de toutes les déformations plastiques dans la poutre, ce qui est cohérent avec les règles de conception en capacité poteau fort – poutre faible de l'EN 1998-1:2005. Les assemblages à résistance égale sont théoriquement caractérisés par la plastification simultanée de tous les macro-composants, c'est-à-dire l'assemblage, le panneau d'âme et la poutre. Les assemblages à résistance partielle sont conçus pour développer la déformation plastique uniquement dans l'assemblage ou dans le panneau d'âme du poteau. En fonction de la résistance des macro-composants assemblage et panneau d'âme du poteau, pour les assemblages à résistance égale et à résistance partielle, une classification supplémentaire peut être introduite. Pour un panneau d'âme fort, la demande plastique est concentrée dans l'assemblage pour un assemblage à résistance partielle, ou dans l'assemblage et dans la poutre pour un assemblage à résistance égale. Pour un panneau d'âme équilibré, la demande plastique est répartie entre l'assemblage et le panneau d'âme du poteau pour un assemblage à résistance partielle, et dans l'assemblage, le panneau d'âme et la poutre pour un assemblage à résistance égale. Pour un panneau d'âme faible, la demande plastique est concentrée dans le panneau d'âme du poteau pour un assemblage à résistance partielle, ou dans le panneau d'âme et dans la poutre pour un assemblage à résistance égale.

Fig. 12.2.1 Division de l'assemblage en macro-composants

La ductilité de l'assemblage dépend du type de mode de rupture et de la capacité de déformation plastique correspondante du composant activé. La capacité de déformation peut être approximativement prédite en satisfaisant les critères développés pour la méthode des composants (CM) ou calculée plus précisément par CBFEM. Les exemples de conception de deux configurations d'assemblages préqualifiés décrits dans les documents du projet EQUALJOINTS et dans la norme ANSI/AISC358-16 sont présentés ci-dessous en considérant le comportement des macro-composants séparément.

12.2.1 Validation

Les modèles CBFEM de rigidité, de capacité portante et de capacité de déformation des assemblages préqualifiés ont été validés par Montenegro (2017) sur un ensemble d'expériences disponibles dans le cadre du projet EQUALJOINTS. Les exemples de solutions structurelles sont présentés à la Fig. 12.2.2. Les résultats de la validation du mode de rupture sont présentés à la Fig. 12.2.3. Le résumé de la validation de la résistance et de la capacité de déformation pour une déformation de 15 % est présenté aux Figs 12.2.4 et 12.2.5.

Fig 12.2.2 Assemblages utilisés pour la validation et la vérification a) EH2-TS-35-M et EH2-TS-45-M, b) ES1-TS-F-M et ES3-TS-F-M, c) E1-TS-E-M et E2-TS-E-M

Fig. 12.2.3 Validation du mode de rupture du CBFEM sur les assemblages à platine d'extrémité prolongée avec jarret E1-TS-F-C2 (Tartaglia and D'Aniello, 2017)

Fig.12.2.4 Validation de la résistance du CBFEM sur les expériences du projet EQUALJOINTS

Fig. 12.2.5 Validation de la capacité de rotation du CBFEM sur les expériences du projet EQUALJOINTS

12.2.2 Vérification

Le modèle CBFEM a été vérifié par rapport à la méthode des composants (CM) selon le Ch. 6 de l'EN 1993-1-8:2006. La sélection des résultats est présentée dans le Tab.12.2.1 et la Fig 12.2.6. Les résultats montrent la perte de précision de la CM pour les assemblages de grande taille, où l'hypothèse approximative du bras de levier guide la précision.

Tab. 12.2.1 Vérification du CBFEM par rapport à la CM

Fig. 12.2.6 Vérification de la résistance du CBFEM par rapport à la CM

Trois assemblages avec jarret unilatéraux sont décrits plus en détail dans (Landolfo et al. 2017) et (Equaljoints application). Les assemblages sont chargés par des moments fléchissants positifs et négatifs et par l'effort tranchant correspondant. Les âmes des poteaux sont renforcées par des doublures, de sorte que les composants déterminants sont les cornières en T de la platine d'extrémité ou de la semelle du poteau. Les axes de rotation sont supposés situés au centre de la semelle supérieure de la poutre pour le moment fléchissant positif et au milieu du jarret pour le moment fléchissant négatif. La position de la rotule plastique est supposée à la face de la plaque de raidissement à l'extrémité du jarret. Le moment fléchissant à la face du poteau utilisé pour la vérification normative de l'assemblage est augmenté de l'effort tranchant correspondant ; voir Fig. 12.2.7.

Fig. 12.2.7 Position de la rotule plastique, diagramme du moment fléchissant dans l'assemblage avec jarret

Tab. 12.2.2 Résistance des composants par CM pour les assemblages avec jarret

Le facteur d'écrouissage a été choisi à 1,2 comme suggéré par l'EN 1993-1-8:2006 et le rapport final du projet Equaljoints (l'EN 1998-1:2005 suggère une valeur de 1,1). Le facteur de surrésistance a été supposé égal à 1,25 (Landolfo et al. 2017). Tout l'acier était de nuance S355. Les résistances des composants individuels sont résumées dans le Tab. 12.2.2. Les vérifications en gras sont non satisfaites. Notons que la résistance du jarret est la résistance plastique de la section de poutre avec le jarret à la platine d'extrémité. La résistance de la poutre est supposée augmentée par le facteur de surrésistance à l'emplacement de la rotule plastique, mais pas à la platine d'extrémité. Si le facteur de surrésistance était également appliqué à la platine d'extrémité, cette résistance serait plus élevée. Par conséquent, la résistance suivante la plus faible, la cornière en T – platine d'extrémité, a été supposée gouverner la résistance de l'assemblage n° 267. Aucun des assemblages étudiés ne satisfait l'exigence d'assemblage à pleine résistance. Cependant, la résistance est très proche et les assemblages sont à résistance égale. Le panneau d'âme du poteau est fort dans tous les cas.

Le mode de rupture déterminant selon le CBFEM est la rupture des boulons avec plastification des plaques, principalement la platine d'extrémité, la semelle du poteau et le jarret. Selon le CBFEM, les assemblages n° 4.2 et n° 264 sont à pleine résistance et l'assemblage n° 267 est à résistance égale. Les panneaux d'âme des poteaux sont forts dans tous les cas.

Fig. 12.2.8 Les déformations à la résistance pour a) l'assemblage complet, b) le macro-composant assemblage boulonné à platine d'extrémité uniquement, c) le macro-composant panneau d'âme du poteau au cisaillement avec doublures d'âme uniquement, d) le macro-composant poutre uniquement

12.2.3 Assemblages à platine d'extrémité prolongée non raidie

Pour l'étude de sensibilité, un assemblage préqualifié à platine d'extrémité prolongée non raidie a été sélectionné. La poutre IPE 450 est reliée au poteau HEB 300 par une platine d'extrémité prolongée de 25 mm d'épaisseur avec douze boulons M30 10.9, avec et sans doublure d'âme de 10 mm d'épaisseur. La nuance d'acier S 355 a été utilisée pour toutes les plaques. Pour déterminer séparément la contribution de chaque macro-composant, le diagramme de comportement du macro-composant sélectionné était élastoplastique, tandis que le reste de l'assemblage était avec un diagramme de comportement uniquement élastique. Les déformations à la résistance de l'assemblage complet, du panneau d'âme du poteau au cisaillement avec doublures d'âme uniquement, et de l'assemblage boulonné à platine d'extrémité uniquement sont comparées au macro-composant poutre seul à la Fig. 12.2.8. L'influence de chaque macro-composant sur le comportement de l'assemblage est présentée à la Fig. 12.2.9, où le panneau d'âme du poteau avec et sans doublures d'âme est représenté. Le comportement de l'assemblage montre une résistance plus élevée du macro-composant assemblage.

Fig. 12.2.9 Influence des macro-composants, le panneau d'âme du poteau avec doublures au cisaillement,
l'assemblage boulonné à platine d'extrémité et la poutre sur le comportement de l'assemblage complet

12.2.4 Position du centre de compression

Pour les assemblages à platine d'extrémité, l'EN 1993-1-8:2006 précise que le centre de compression est situé au milieu de l'épaisseur de la semelle de la poutre, ou à la pointe du jarret dans le cas des assemblages avec jarret. Les résultats expérimentaux et numériques ont montré que la position du centre de compression dépend à la fois du type d'assemblage et de la demande en rotation, en raison de la formation de modes plastiques avec un engagement différent de chaque composant d'assemblage (Landolfo et al. 2017). Selon la procédure de conception CM proposée et sur la base des résultats expérimentaux et numériques, un contact au voisinage du centroïde de la section formée par la semelle de la poutre et les raidisseurs nervurés est attendu pour les assemblages à platine d'extrémité raidie, ou au voisinage de 0,5 fois la hauteur du jarret dans le cas des assemblages avec jarret. Cette hypothèse approximative est précisée par la procédure CBFEM, qui fournit des valeurs correctes pendant le chargement et la plastification initiale des parties d'un assemblage.

Les résultats présentés montrent la bonne précision du CBFEM vérifié par rapport au ROFEM et validé sur les expériences EQUALJOINTS et la CM. Cela offre la possibilité de considérer le comportement des macro-composants séparément et la position des axes neutres avec précision en fonction du chargement/de la plastification.

12.3 Assemblage à section de poutre réduite soudée

Un assemblage préqualifié à section de poutre réduite soudée selon ANSI/AISC 358-16 a été sélectionné pour cette étude. La poutre IPE 450 est reliée au poteau HEB 300 par des soudures bout à bout aux semelles et une platine d'âme de 12 mm d'épaisseur avec trois boulons précontraints M30 10.9, avec et sans doublure d'âme de 10 mm d'épaisseur ; voir Fig. 12.3.1. Tout l'acier utilisé est de nuance S355.

Les déformations à la résistance ultime de l'assemblage complet et du macro-composant panneau d'âme du poteau au cisaillement avec doublures d'âme uniquement sont présentées à la Fig. 12.3.2. L'influence de chaque macro-composant sur le comportement de l'assemblage est présentée à la Fig. 12.3.3, où le panneau d'âme du poteau avec et sans doublures d'âme est représenté. L'assemblage montre que les résistances des macro-composants de l'assemblage sont bien optimisées.

Fig. 12.3.1 Assemblage à section de poutre réduite, a) poutre à section réduite, b) le panneau d'âme du poteau avec doublures au cisaillement, l'assemblage boulonné à platine d'extrémité,

Fig. 12.3.2 Les déformations à la résistance pour a) l'assemblage complet et b) le macro-composant panneau d'âme du poteau avec doublures au cisaillement uniquement 

Fig. 12.3.3 Influence des macro-composants sur le comportement de l'assemblage complet sur le diagramme M-φ

Références

EN 1993-1-8, Eurocode 3, Calcul des structures en acier – Partie 1-8 : Calcul des assemblages, CEN, Bruxelles, 2005.

Jones S.L., Fry GT., Engelhardt M.D. Experimental evaluation of cyclically loaded reduced beam section moment connections. Journal of Structural Engineering. 128 (4), 441–451, 2002.

Landolfo R. et al. Design of Steel Structures for Buildings in Seismic Areas, ECCS Eurocode Design Manual. Wiley, 2017.

Stratan A., Maris C, Dubina D, and Neagu C. Experimental prequalification of bolted extended end plate beam to column connections with haunches. ce/papers, 1(2–3), 414–423, 2017.

Tartaglia R, D'Aniello M. Nonlinear performance of extended stiffened end-plate bolted beam-to-column joints subjected to column removal. The Open Civil Engineering Journal Vol 11, Issue Suppl-1, 369–383, 2017.

Zhang X., Ricles J.M. Experimental evaluation of reduced beam section connections to deep columns. Journal of Structural Engineering. 132 (3), 346-357, 2006.