couverture moyens d'assemblages 2010 - héberger un … · l'assemblage avec...

CENTRE UNIVERSITAIRE DES SCIENCES ET TECHNIQUES

DÉPARTEMENT GENIE CIVIL

UNIVERSITE BLAISE PASCAL - CLERMONT-FERRAND 2

Jean-Pierre MUZEAU Novembre 2010

CONSTRUCTION METALLIQUE

MOYENS D’ASSEMBLAGES

Eurocode 3 : version EN 1993 Construction Métallique – Moyens d’assemblages

Jean-Pierre MUZEAU Page 1/68 Septembre 2010

SOMMAIRE

1 – GENERALITES ........................................................................................... 3

1 – Introduction ....................................................................................................... 3

2 – Classification .................................................................................................... 5

3 – Combinaison d’assembleurs différents dans une même attache ....................... 5

4 – Coefficients partiels .......................................................................................... 6

2 – LES PROCEDES MECANIQUES .................................................................... 7

1 – Les boulons traditionnels .................................................................................. 7

2 – Boulons injectés ................................................................................................ 31

3 - Rivelons et boulons sertis précontraints ............................................................ 35

4 - Cas des groupes de fixations ............................................................................. 36

5 – Le rivetage à chaud ........................................................................................... 39

6 – Attaches par axes d’articulation ........................................................................ 41

3 – LE SOUDAGE ............................................................................................ 45

1– Les procédés de soudage ................................................................................... 45

2 – Types de soudures.............................................................................................. 55

3 – Calcul des cordons de soudure ......................................................................... 57

BIBLIOGRAPHIE .............................................................................................. 67


Jean-Pierre MUZEAU Page 2/68 Septembre 2010


Jean-Pierre MUZEAU Page 3/68 Novembre 2010

1ERE PARTIE

GENERALITES

1 - INTRODUCTION

La construction métallique utilise principalement les moyens d'assemblages traditionnels que sont le boulonnage et le soudage. Si le rivetage a été le premier procédé mis en œuvre dans le passé, il n'est pratiquement plus utilisé aujourd'hui sauf dans le cadre de réhabilitation d'ouvrages anciens ou, en raison de son coût très faible, par quelques entreprises possédant encore l'outillage ; il reste néanmoins réservé à des éléments spécifiques et réalisés à l'atelier (petites poutres en treillis pas exemple).

La fonction principale d'un assemblage est de transmettre correctement des efforts qui peuvent être très importants et qui sont le plus généralement statiques ou quasi-statiques (actions gravitaires, actions climatiques, charges d'utilisation à variations lentes) mais qui peuvent également être dynamiques (effets de chocs ou de séismes, vibrations, etc.).

La ruine d'un assemblage peut provenir :

- d'un dépassement des valeurs maximales des efforts à transmettre ou d'une mauvaise évaluation de ces efforts,

- de phénomènes de fatigue sous sollicitations alternées (changement du signe des efforts) ou simplement modulées (plus ou moins grandes variations d'efforts de même signe).

Les phénomènes de fatigue sont à étudier tout particulièrement en cas de risque de rupture fragile qui peut dépendre de l'acier constitutif de la structure mais aussi des traitements subis lors de l'assemblage (écrouissage, effets thermiques lors du soudage, etc.). Dans ce type de rupture, interviennent aussi les contraintes maximales qui peuvent être très supérieures aux contraintes moyennes de calculs, en raison de concentrations de contraintes dues aux formes des assemblages (variations brusques de sections, trous, défauts de coupe,



etc.), aux amorces de fissures ou micro fissures dues à l'usinage ou à l'assemblage (cisaillage, poinçonnement des trous, fissurations de cordons de soudure, etc.).

Même en l'absence de sollicitations de fatigue, la rupture fragile risque donc d'apparaître par concentrations de contraintes.

Au-delà d'un calcul de résistance généralement sommaire correspondant assez bien aux sollicitations statiques, la résistance d'un assemblage dépend toujours de la conception de l’attache et des conditions de fabrication, combinées avec des qualités du métal dépendant de sa composition chimique et de son élaboration (traitements thermiques passifs ou actifs). Ces considérations sont bien connues en soudage mais ne doivent pas non plus être oubliées pour d'autres modes d'assemblages (effets de vieillissement par exemple).

Notons que l’EN 1993 (Eurocode 3) donne les définitions suivantes :

- composant de base (d’un assemblage) : partie d’un assemblage qui apporte une contribution identifiée à une ou plusieurs de ses propriétés structurales.

- attache : emplacement où deux ou plusieurs éléments se rencontrent (figure 1). Pour les besoins du calcul, assemblage des composants de base nécessaires pour représenter le comportement lors du transfert des sollicitations par l'assemblage.

- assemblage : zone d'interconnexion de deux barres ou plus (fig. 1). Pour les besoins du calcul, ensemble des composants de base qui permettent d’attacher des éléments de telle sorte que les sollicitations appropriées puissent être transmises entre eux. Un assemblage poutre-poteau est composé d’un panneau d’âme et soit d’une seule attache (configuration d’assemblage unilatérale) soit de deux attaches (configuration d’assemblage bilatérale).

(a) Configuration d'assemblage unilatérale (b) Configuration d'assemblage bilatérale

Assemblage

Attache

Assemblage

Assemblage gauche Attache droite

Attache gauche droit

Figure 1 – Différence entre attache et assemblage

Les assembleurs (ou moyens d'assemblage) entrent donc dans la catégorie des composants de base.

Soulignons enfin que la résistance d’un assemblage est toujours déterminée sur la base de la résistance individuelle de ses composants.



2 - CLASSIFICATION

Les moyens d’assemblage utilisés actuellement peuvent être classés en deux grandes catégories :

- ceux qui permettent la transmission d'efforts par contacts mécaniques que nous rassemblons sous la dénomination de procédés mécaniques ;

- ceux qui assurent une continuité du métal aux joints et qui consistent en divers procédés de soudage autogène.

Les procédés faisant intervenir une cohésion entre matériaux hétérogènes (collages par exemple) ne sont pas analysés ici.

Les procédés mécaniques présentent, en général, l'avantage d'une réelle possibilité de démontage avec récupération intégrale des composants initiaux. Par contre, ils conduisent le plus souvent à des concentrations d'efforts au droit des contacts qui obligent à étaler l'assemblage avec interposition de pièces annexes (couvre-joints, cornières, fourrures, etc.). Ceci alourdit sensiblement l'ossature et peut présenter des inconvénients pour les liaisons avec d'autres composants (second œuvre, équipement, etc.) ou pour l'exploitation.

2.1 - Assemblages avec déplacements C'est le cas des procédés mécaniques par contact (boulons ordinaires par exemple)

lorsque ce contact se produit après un déplacement égal au jeu entre les pièces d'attache et les trous, plus une certaine ovalisation de ces derniers. Pour les boulons, les jeux varient normalement entre 1 et 3 mm, selon les diamètres.

Ces procédés d'assemblage ne peuvent donc être employés que si de tels déplacements sont acceptables, soit en une fois lors de la première mise en charge si les efforts sont toujours de même sens, soit de manière alternative si les efforts peuvent changer de signe.

2.2 - Assemblages sans déplacement D'autres assembleurs assurent des transmissions d'effort sans déplacement ou avec des

déplacements extrêmement réduits. C'est le cas des attaches par frottement (boulons précontraints ou boulons injectés) ou par soudage.

3 - COMBINAISON D’ASSEMBLEURS DIFFERENTS DANS UNE MEME ATTACHE

En principe, il est conseillé d'éviter de combiner deux assembleurs différents dans une même attache. En effet, en raison de la nécessaire compatibilité de déformations, seuls les procédés sans déplacement sont susceptibles d'être combinés (les soudures et les boulons précontraints par exemple) mais à la condition que chacun d'entre eux transmette un type d'effort particulier sans que les déplacements correspondants troublent le fonctionnement des autres procédés.



4 - COEFFICIENTS PARTIELS

Les coefficients partiels à prendre en compte pour le calcul des assemblages sont donnés dans le tableau 1. En l’état actuel de la réglementation et en l’absence d’une Annexe Nationale publiée, les valeurs recommandées par l’EN1993-1-8 sont indiquées.

Tableau 1 – Coefficients partiels pour les assemblages

Type de résistance Coefficient partiel

Valeurs recommandées

Résistance des sections transversales 0Mγ 1,0 Résistance des boulons Résistance des rivets Résistance des axes d’articulation 2Mγ 1,25 Résistance des soudures Résistance des plaques en pression diamétrale Résistance au glissement :

- à l’état limite ultime (catégorie C) 3Mγ 1,25 - à l’état limite de service (catégorie B) serM ,3γ 1,1

Résistance en pression diamétrale d’un boulon injecté

4Mγ 1,0

Résistance des assemblages dans une poutre à treillis en profils creux

5Mγ 1,0

Résistance des axes d’articulation à l’état limite de service

serM .6γ 1,0

Précontrainte des boulons à haute résistance 7Mγ 1,1

Ces coefficients permettent de passer de la résistance caractéristique kR à la résistance de calcul dR :

M

kd

RR

γ=



2EME PARTIE

LES PROCEDES MECANIQUES

Les procédés mécaniques sont ceux qui utilisent des assembleurs constitués de pièces métalliques cylindriques disposées dans des trous pratiqués dans les pièces à assembler. Il s'agit donc des différentes catégories de boulons, rivets, clous, etc.

Ces assembleurs assurent la transmission des efforts :

- soit par butée, - soit par mobilisation du frottement entre les pièces assemblées, - soit par la mise en traction des assembleurs, - soit par combinaison de ces sollicitations.

Dans tous les cas, la vérification de la résistance d'assemblages réalisés par un procédé mécanique nécessite la vérification conjointe de la résistance des assembleurs proprement dits mais aussi celle des pièces assemblées.

1 – LES BOULONS TRADITIONNELS

1.1 – Caractéristiques générales Un boulon traditionnel (fig. 2) est un ensemble constitué d'une vis, d'un écrou et, le cas

échéant, d’une ou deux rondelles. En construction métallique, les têtes de vis sont généralement de forme hexagonale.



Partie lisse

Partie filetée

Rondelle

ÉcrouTête

d

Figure 2 - Constituants d'un boulon

Du fait de sa simplicité de pose et des possibilités de réglage qu'il autorise, le boulonnage est un moyen d'assemblage très utilisé.

Les boulons traditionnels peuvent être classés selon leur mode de mise en œuvre qui conditionne également le mode de transmission des efforts. On distingue les boulons ordinaires, mis en place par un serrage sans spécification particulière, et les boulons précontraints pour lesquels le serrage est contrôlé.

1.1.1 - Boulons ordinaires

Les boulons ordinaires sont encore appelés boulons normaux. Ce sont, par principe, des boulons non précontraints.

Les caractéristiques mécaniques de leurs aciers constitutifs sont données dans le tableau 2.

Tableau 2 – Valeurs nominales de la limite d'élasticité fyb et de la résistance

ultime à la traction fub des boulons ordinaires Classe 4.6 4.8 5.6 5.8 6.8 8.8 10.9

ybf ........ (MPa) 240 320 300 400 480 640 900

ubf ........ (MPa) 400 400 500 500 600 800 1000

La classe de qualité est telle que le premier nombre représente 1/100 de la limite de

rupture ubf et que le produit des deux nombres est égal à 1/10 de la limite d’élasticité ybf ; ces deux quantités étant exprimées en MPa.

A titre d’exemple, un boulon de classe 6.8 possède une limite d’élasticité MPa4801086 =××=ybf et une résistance à la traction ultime MPa6001006 =×=ubf .

Ces caractéristiques mécaniques sont définies dans les normes EN ISO 898-1 pour la vis et EN ISO 898-2 pour l'écrou. Elles peuvent être obtenues par écrouissage (Classe 6.8) ou par traitement thermique (Classes 8.8 et 10.9).

Les classes 6.8, 8.8 et 10.9 sont les plus courantes, notamment parce qu’elle conduisent à un nombre réduit de boulons.



Les caractéristiques dimensionnelles principales des boulons ordinaires sont données dans le tableau 3. Les normes qui les régissent dépendent de leur classe de qualité.

Tableau 3 - Aires des sections lisses et des sections filetées des boulons ordinaires

Diamètre nominal : d . (mm) 8 10 12 14 16 18 20 22 24 27 30

Diamètre du trou : d0 . (mm) 9 11 13 15 18 20 22 24 26 30 33

∅ rondelle .................. (mm) 16 20 24 27 30 34 37 40 44 50 55

Épaisseur rondelle ...... (mm) 2,5 2,5 3 3 3 4 4 4 4 5 5

Hauteur d'écrou .......... (mm) 6,8 8,4 10,8 12,8 14,8 15,8 18 19,4 21,5 23,8 25,6

Hauteur de tête ........... (mm) 5,3 6,4 7,5 8,8 10 11,5 12,5 14 15 17,5 19

Section nominale : A (mm2) 50,2 78,5 113 154 201 254 314 380 452 573 707

Section résistante : As (mm2) 36,6 58 84,3 115 157 192 245 303 353 459 561

1.1.2 - Boulons à haute résistance

Les boulons à haute résistance (ou boulons HR) sont des boulons aptes à être précontraints lors de la mise en œuvre. On les appelle encore boulons « à serrage contrôlé ». Ils sont réalisés dans des aciers à haute limite d'élasticité de qualité 8.8 et 10.9 et ils doivent comporter un marquage spécifique « HR » sur chaque élément du boulon (vis, écrou et rondelle) ce qui n’est pas le cas des boulons ordinaires de classe de qualité identique. Leurs caractéristiques dimensionnelles sont données dans le tableau 4.

Tableau 4 – Caractéristiques dimensionnelles des boulons HR

Diamètre nominal : d . (mm) 12 14 16 18 20 22 24 27 30

Diamètre du trou : d0 . (mm) 13 15 18 20 22 24 26 30 33

∅ rondelle .................. (mm) 24 27 30 34 37 40 44 50 55

Épaisseur rondelle ..... (mm) 3 3 3 4 4 4 4 5 5

Hauteur d'écrou .......... (mm) 11 13 15 16 18 20 22 24 27

Hauteur de tête ........... (mm) 8 9 10 12 13 14 15 17 19

Dimension des clés (1) (mm) 19/22 22/24 24/27 27/30 30/32 32/36 36/41 41/46 46/50

Section nominale : A (mm2) 113 154 201 254 314 380 452 573 707

Section résistante : As (mm2) 84,3 115 157 192 245 303 353 459 561 (1) les deux nombres a/b sont tels que a correspond aux boulons HR 8.8 et b aux boulons HR

10.9. Les caractéristiques mécaniques minimales de ces produits sont régies par les normes

NF E 27-701 et NF E 27-702. Elles sont impérativement obtenues par traitement thermique (une trempe suivie d’un revenu).

Deux points importants doivent être soulignés pour les boulons HR :



- les hauteurs d’écrous, plus importantes que pour les boulons ordinaires (90 % du diamètre nominal du boulon), conduisent à une ruine en traction par rupture ductile de la tige de la vis et non pas par arrachage des filets,

- ils sont livrés complets sous emballage étanche afin de garantir la valeur et la tenue dans le temps du coefficient k qui déterminera l’intensité du couple à appliquer lors du serrage pour obtenir la précontrainte désirée.

Les garanties de performance des boulons HR portent sur les caractéristiques suivantes :

- limite d’élasticité, résistance et allongement de la vis soumise à un essai de traction, - résilience de la vis, - dureté de chaque composant (vis, écrou et rondelle), - charge d’épreuve sur l’écrou, - aptitude à l’emploi sur le boulon entier avec détermination du coefficient K de

rendement du couple de serrage.

Certaines des caractéristiques dimensionnelles des boulons HR diffèrent de celles des boulons ordinaires (voir tableaux 3 et 4). Celles des boulons à haute résistance sont définies dans la norme NF E 27-711.

1.1.3 - Boulons HV DIN

Ce sont des boulons très répandus sur le marché européen car ils sont moins onéreux que les boulons HR. Ils sont quelquefois utilisés comme boulons précontraints alors qu'ils n’en possèdent pas les caractéristiques mécaniques.

Les boulons HV répondent aux spécifications de la norme DIN allemande. Cela se traduit par des exigences moins sévères en ce qui concerne la limite d’élasticité, par des performances inférieures vis-à-vis de la rupture fragile, par une hauteur d’écrou plus faible (80 % du diamètre nominal de la vis) et par l’absence d’un essai d’aptitude à l’emploi sur boulon entier.

En conséquence, les deux remarques formulées précédemment pour les boulons HR ne sont plus vraies pour les boulons HV (rupture ductile et qualité de mise en œuvre). Ces derniers ne devraient donc pas être utilisés en lieu et place de boulons HR. Par contre, leur utilisation reste possible à condition de respecter scrupuleusement les prescriptions fournies par leurs fabricants.

Notons cependant que, maintenant, les boulons HV sont traités par l’Eurocode 3 de la même manière que les boulons HR.

1.1.4 - Désignation des boulons

La désignation d'un boulon se fait par la lettre M (pour métrique) suivie de la valeur du diamètre nominal d en mm. La mention HR indique qu'il s'agit d'un boulon à haute résistance.



A titre d'exemple, un boulon M27 - 6.8 représente un boulon ordinaire de diamètre nominal 27 mm et de classe de qualité 6.8. Un boulon M24 - HR 10.9 NF représente un boulon HR à serrage contrôlé de diamètre nominal 24 mm et de qualité 10.9 respectant la norme NF.

1.2 - Mise en œuvre La mise en œuvre des boulons s'effectue au moyen de clés. Elle dépend du type de

boulon.

1.2.1 - Boulons ordinaires

Pour les boulons ordinaires, aucune précaution particulière n'est exigée pour le serrage si ce n'est de mettre en contact les pièces assemblées. En général, aucune rondelle n’est nécessaire.

1.2.2 - Boulons précontraints

Pour les boulons HR à serrage contrôlé, la précontrainte installée dépend de la qualité et de la fiabilité de la mise en œuvre. Une des rondelles livrées avec le boulon doit obligatoirement être disposée sous l’élément mis en rotation lors du serrage (l’écrou en général). L’utilisation de la seconde rondelle est facultative mais elle facilite la répartition de la pression sur la pièce assemblée.

Le serrage peut être obtenu de quatre manières différentes :

- par le contrôle du couple, - par la méthode par la mesure de l’angle, - par la méthode dite du "tour d’écrou" ou méthode mixte, - par traction directe.

Serrage au couple Le serrage au couple s’effectue en appliquant la relation suivante :

dFkC Cp.=

où C est le couple à appliquer,

d le diamètre du boulon

k le rendement vis - écrou,

CpF . la précontrainte désirée ( subCp AfF 7,0. = ).

Le couple est contrôlé à l’aide d’une clé dynamométrique manuelle ou d’une clé à chocs soigneusement calibrée.



Le coefficient k dépend du lubrifiant utilisé. Il est fournit par le fabricant. Ses valeurs sont généralement comprises entre 0,10 et 0,15.

A titre d'exemple, un boulon M30 - HR 10.9 NF avec 15,0=k nécessite le couple de serrage suivant :

mkNC .7,13056110007,015,0 =××××= .

Serrage contrôlé par la mesure de l’angle Le serrage contrôlé par la mesure de l’angle s’effectue en appliquant la relation

suivante :

dt ++°= 90α

où α est l’angle de rotation, en degrés, à appliquer après un serrage de contact effectué manuellement,

t est l’épaisseur de l’assemblage en mm,

d le diamètre du boulon en mm.

Serrage par la méthode dite du « tour d’écrou » La méthode de serrage par la méthode dite du « tour d’écrou » consiste à combiner les

deux méthodes précédentes. Dans un premier temps, un pré-serrage est appliqué à l’aide d’une clé dynamométrique jusqu’à une valeur de précontrainte égale à une fraction de la précontrainte définitive (par exemple 40, 60 ou 75 % de la précontrainte requise pour l’assemblage). Dans un deuxième temps, on fait subir une rotation contrôlée à l’écrou de 60, 90 ou 120° (valeur obtenue après essais).

Serrage par traction directe La méthode de serrage par traction directe est réservée aux boulons de gros diamètre.

Elle consiste à appliquer un effort de traction dans la vis à l’aide d’un vérin et à bloquer l’écrou avant de relâcher l’effort.

Critique des méthodes de serrage En France, actuellement, seule la méthode de serrage au couple est admise.

Si un contrôle s’avère nécessaire, on applique un couple égal à 96 % du couple de pose et l’écrou ne doit pas tourner de plus de 10°. Si ce n’est pas le cas :

- si l’écrou tourne de plus de 10°, tous les boulons doivent être vérifiés (et resserrés si nécessaire) ;

- s’il n’est pas possible d’atteindre le couple de contrôle malgré une rotation importante de l’écrou, cela signifie que les boulons sont surserrés et qu’ils sont plastifiés. Il convient alors de les remplacer.



1.3 - Dispositions constructives Nous indiquons ci-après les dispositions constructives relatives aux assemblages

boulonnés ou rivés les plus courants. Pour les structures réalisées avec des aciers à résistance améliorée vis-à-vis de la corrosion atmosphérique, le lecteur est invité à consulter l’Eurocode 3.

1.3.1 - Notations

Les notations principales (figures 3, 4 et 5) sont les suivantes :

d : diamètre nominal d'un boulon,

0d : diamètre nominal du trou ou diamètre d’un rivet,

1p : entraxe des fixations dans une rangée dans la direction de la transmission des efforts,

2p : entraxe, mesurée perpendiculairement à la direction de la transmission des efforts, entre des rangées de fixations adjacentes,

0,1p : entraxe des fixations dans une rangée de rive d’une pièce tendue avec trous en quinconce dans la direction de la transmission des efforts (fig. 4),

ip ,1 : entraxe des fixations dans une rangée intérieure d’une pièce tendue avec trous en quinconce dans la direction de la transmission des efforts (fig. 4),

1e : pince longitudinale entre le centre d’un trou de fixation et le bord adjacent d’une pièce quelconque, mesurée dans la direction de l’effort transmis,

2e : pince transversale entre le centre d’un trou de fixation et le bord adjacent d’une pièce quelconque, perpendiculairement à la direction de l’effort transmis,

3e : distance entre l’axe d’un trou oblong et l’extrémité ou bord adjacent d’une pièce quelconque (fig. 5),

4e : distance entre le centre de l’arrondi d’extrémité d’un trou oblong et l’extrémité ou bord adjacent d’une pièce quelconque (fig. 5),

t : épaisseur de la pièce attachée extérieure la plus mince.



p1 e1

p2

e2

e2 Sens de l’effort

p1 e1

p2

e2

e2 Sens de l’effort

p2 L

Figure 3 – Pinces et entraxes

p1

p2

Sens de l’effort

Sens de l’effort

p1,0

p1,i Sens de l’effort

Sens de l’effort

Figure 4 – Entraxes pour trous en quinconce

e3

e4

d0

0,5 d0

Figure 5 – Pince longitudinale et pince transversale pour trous oblongs

1.3.2 - Conditions de distance entre les boulons ou les rivets

Les conditions maximales ont pour but d'éviter la corrosion entre les pièces assemblées. Les zones de serrage des organes d'assemblage doivent se recouvrir afin que l'eau ne puisse pas s'infiltrer par capillarité entre les éléments de la liaison (fig. 6). Elles visent également à éviter le voilement local des pièces assemblées dans la zone comprise entre deux assembleurs dans le cas où elles sont comprimées.



Zone de serrage entre les pièces assemblées

Limites des zones de serrage

Figure 6 – Distance maximale entre boulons

Les conditions minimales sont destinées à laisser suffisamment de place entre les organes d’assemblage pour permettre une pose correcte (encombrement des clés notamment).

Dans le cas d’un chargement statique prédominant (EN 1993-1-8) :

Entraxes : mm)200ou14(2,2 10 tMinpd ≤≤

mm)200ou14(4,2 20 tMinpd ≤≤

mm)200ou14(0,1 tMinp ≤

mm)400ou28(,1 tMinp i ≤

Pour les rangées de fixations en quinconce, un espacement minimum entre rangées 02 2,1 dp = peut être utilisé, à condition que la distance minimum, L , entre deux fixations

quelconques (fig. 3) soit telle que 04,2 dL ≥ .

Pinces pour des pièces non exposées aux intempéries :

21021 eoued, ≤ .

Pinces pour des pièces exposées aux intempéries ou à d’autres influences corrosives :

mm404ou2,1 210 +≤≤ teed .

Pinces pour trous oblongs : 430 o51 eued, ≤



Dans le cas d’exigences de comportement à la fatigue (EN 1993-1-9), les pinces et entraxes minimums sont augmentés de la manière suivante :

215,1 eoued ≤

215,2 poupd ≤

1.3.3 - Dispositions recommandées

Les assembleurs sont disposés sur la ligne de trusquinage, une ligne parallèle au bord de l’élément (fig. 7). Le respect des diamètres des organes de liaison correspondant à chaque profil, assure une pose et un serrage corrects de chacun des éléments sur les parties planes des profilés.

Ligne de trusquinage

Figure 7 – Ligne de trusquinage

Les cotes de cette ligne de trusquinage ainsi que les diamètres des boulons préférentiels, sont définis dans les catalogues de produits sidérurgiques (voir documentation OTUA par exemple).

Le tableau 5 résume quelques-unes dispositions standards. Il fournit les diamètres d’assembleurs à choisir en fonction de l’épaisseur des éléments à assembler et les cotes de trusquinage des cornières.



Tableau 5 – Diamètres des assembleurs en fonction de l’épaisseur des pièces à assembler

Diamètre d Cornières à ailes égales Assemblage des semelles de profilés

des assembleurs Désignation Trusquinage* t

IPE HE UPE

8 40×40×4 45×45×4,5

22 25

140 et 160 80

10 50×50×5 28 180 - 200 100 100 - 130 12 60×60×6 36 à 40,5 220 - 240 120 16 70×70×7

80×80×8 37 à 43 38 à 53

270 à 330 140 150 à 220

20 160 22

360 - 400 250

24 90×90×9

49 à 51 50 et 80(1)

450 à 550 180

27 100×100×10 120×120×12 150×150×15 180×180×18 200×200×20 250×250×25

50 à 53 52 à 72(1) 57 à 102(1) 63 à 131(1) 65 à 151(1)

45 à 246(1)

600 - 750 220 à 1000

300

(1) Pour les cornières à partir de 120×120×12, les deux cotes indiquent qu’il est possible de placer les boulons en quinconce sur deux files.

Toutes les cotes sont en mm.

* Cote de trusquinage des cornières

1.3.4 - Jeux des trous de perçage

Les jeux normaux des trous de perçage des boulons sont indiqués dans le tableau 6.

Tableau 6 – Diamètre 0d des trous de perçage pour boulons d (mm) 8 10 12 14 16 18 20 22 24 27 30 36

0d (mm) 9 11 13 15 18 20 22 24 26 30 33 39

1.4 - Modes de transmission des efforts Le mode de transmission des efforts dépend du type d’assembleur utilisé, du mode de

mise en œuvre et de l’orientation de l’effort à transmettre par rapport à l’axe de l’organe d’assemblage.



1.4.1 - Actions sur les pièces assemblées

Pression diamétrale C'est la pression exercée par les assembleurs sur les parois des trous dans lesquels ils

sont logés. Elle se développe pour des efforts perpendiculaires à l’axe des organes d’assemblage.

Zone d’action de la pression diamétrale

Figure 8 – Pression diamétrale

La figure 8 représente l'assemblage après glissement des pièces assemblées (lorsqu’il celui-ci est possible) et avant cisaillement du corps de l’assembleur.

La pression diamétrale est l’un des critères de dimensionnement. Les sections en contact doivent être suffisantes pour que l’assembleur ne déforme pas le trou de manière trop importante.

Poinçonnement des pièces assemblées Dans le cas où l'effort sollicitant les assembleurs est parallèle à leur axe, les pièces

assemblées doivent résister au poinçonnement exercé par les têtes ou les écrous. Dans ce cas, les têtes se comportent comme un emporte-pièce vis-à-vis des plaques qui doivent résister au cisaillement correspondant.

L'Eurocode 3 s'appuie sur le critère d'écoulement de von Misès. En cisaillement pur, la contrainte ultime uτ s'écrit :

uuu ff 6,03

1≈=τ

Si md est le diamètre moyen calculé entre les cercles inscrits et circonscrits de la tête ou de l'écrou, la résistance de calcul au cisaillement par poinçonnement s'écrit :



2,

6,0

M

upmRdp

ftdB

γ

π=

où : pt est l'épaisseur de la plaque à vérifier,

uf sa résistance à la traction,

2Mγ le coefficient partiel

1.4.2 - Assemblages par boulons ordinaires

Transmission d’un effort de cisaillement Dans le cas d'un effort perpendiculaire à l'axe des boulons, les pièces assemblées par

boulons ordinaires sont supposées pouvoir glisser pour venir en contact avec les tiges (fig. 9). Les boulons supportent alors une pression latérale dans les zones de contact et leur tige est cisaillée au droit des surfaces de glissement.

Les pièces sont, quant à elles, soumises à une pression localisée au contact avec les tiges de boulon définie précédemment comme étant la pression diamétrale.

F/2

F

F/2

Figure 9 - Mode de transmission des efforts en cisaillement pour les boulons ordinaires

Dans le cas très spécifique des assemblages à recouvrement à un seul boulon, le chargement tend à aligner les plats et à provoquer la rotation du boulon, comme représenté à la figure 10. Ceci induit du cisaillement et de la traction dans le boulon ainsi que des contraintes de flexion locales sous la tête et l'écrou. La diminution de la résistance en cisaillement d'un boulon unique peut ainsi atteindre 10 %.

F F

Q

Q

Figure 10 – Comportement d’un boulon cisaillé dans un assemblage de deux plats tendus

comportant un seul boulon



Dans un tel cas, il convient que les boulons soient munis de rondelle, sous la tête et sous l’écrou, et la pression diamétrale à limitée à une valeur plus petite que dans les cas courants, c’est-à-dire :

2,

5,1

M

uRdb

tdfF

γ≤

où : t est l'épaisseur du plat le plus mince,

uf sa résistance à la traction,

2Mγ le coefficient partiel

L'accroissement de la longueur de l'assemblage, c'est-à-dire l’augmentation du nombre de boulons, réduit la flexion et par conséquent la perte de résistance en cisaillement.

Il est à noter que les contraintes de flexion locales sous la tête et l'écrou dans un assemblage à boulon unique induisent un mauvais comportement à la fatigue.

Transmission d’un effort de traction Dans le cas d'un effort parallèle à l'axe des boulons, les pièces assemblées sollicitent les

boulons en traction alors qu'elles sont elles-mêmes soumise à un poinçonnement provoqué par les éléments en contact : tête de la vis, écrou ou rondelles selon les cas (fig. 11).

F/2 F/2

F/2 F/2

Effort dans le boulon

F

Fb

Effort extérieur appliqué

O

A

Fb

Figure 11 - Mode de transmission des efforts de traction pour les boulons ordinaires

Transmission d’un effort oblique Dans le cas d’un effort oblique où un boulon est soumis simultanément à un effort axial

de traction, EdtF , , et à un effort de cisaillement, EdvF , , la vérification s’effectue selon une formule d’interaction établie à partir d’essais de laboratoire :

0,14,1 ,

,

,

, ≤+Rdt

Edt

Rdv

EdvF

FFF



La pleine résistance en traction est donc disponible tant que les valeurs de l'effort de cisaillement ne dépassent pas une valeur proche de 30 % de la capacité de résistance en cisaillement RdvF , (fig. 12).

1

1

0,286

0

Cisaillement

Rd,t

Ed,tFF

1,43 Traction

Rd,v

Ed,vFF

Zone de pleine résistance en traction

Figure 12 - Interaction cisaillement - traction

Résistance de calcul des boulons ordinaires

2Mγ étant le coefficient partiel, la résistance de calcul des boulons non précontraints est donnée dans le tableau 7.



Tableau 7 – Résistance de calcul des boulons non précontraints

Résistance au cisaillement par plan de cisaillement :

- si le plan de cisaillement passe par la partie filetée du boulon : 2

,M

subvRdv

AfF

γα

=

avec 6,0=vα pour les classes 4.6, 5.6 et 8.8

et 5,0=vα pour les classes 4.8, 5.8, 6.8 et 10.9

- si le plan de cisaillement passe par la partie non filetée du boulon : 2

,M

ubvRdv

AfF

γα

=

avec 6,0=vα quelle que soit la classe du boulon.

Résistance à la pression diamétrale : 2

1,

M

ubRdb

tdfkF

γα

=

où bα est la plus petite valeur de u

ubd f

f;α ou 0,1 .

avec, dans la direction des efforts :

0

13 de

d =α (boulons de rive) ; 41

3 0

1 −=dp

dα (boulons intérieurs)

et perpendiculairement à la direction des efforts :

−= 5,2;7,18,2min

0

21 d

ek pour les boulons de rive

et

−= 5,2;7,14,1min

0

21 d

pk pour les boulons intérieurs

Résistance à la traction : 2

2,

M

subRdt

AfkF

γ=

avec 9,02 =k sauf pour les boulons à tête fraisée où 63,02 =k .

Résistance au poinçonnement : 2

,6,0

M

upmRdp

ftdB

γ

π=

Cisaillement et traction combinés :

0,14,1 ,

,

,

, ≤+Rdt

Edt

Rdv

EdvF

FFF



1.4.3 – Assemblages par boulons précontraints

Un assemblage par boulons précontraint est destiné à mobiliser le frottement entre les pièces assemblées.

En conséquence, les boulons à haute résistance et à serrage contrôlé sont soumis à une précontrainte mise en place lors du serrage qui représente environ 70 % de la résistance en traction du boulon.

La précontrainte CpF , est calculée selon la relation :

subCp AfF 7,0, =

Une fois installée, cette précontrainte assure une forte pression entre les pièces assemblées (fig. 13). Cette pression autorise alors la mobilisation d’un frottement qui est fonction de l’état de surface à l’interface entre les pièces.

F

FFp,C

Figure 13 – Assemblage par boulon précontraint

Coefficients de frottement entre les pièces assemblées Les pièces à assembler nécessitent une certaine préparation afin d’obtenir un coefficient

de frottement µ le plus grand possible et d'éviter un frottement trop gras.

Pour obtenir ce résultat, les traces d'huiles ou de peinture sont à proscrire.

Pour améliorer la rugosité des surfaces en contact, on peut effectuer plusieurs opérations ou traitements :

- Brossage à la brosse métallique ou nettoyage à la flamme pour enlever la fleur de rouille et la calamine. On admet, dans ce cas, µ = 0,30. Ce traitement est qualifié de classe C dans l’Eurocode 3.

- Sablage par jet de sable sous pression avec de l'air comprimé ou grenaillage puis protection par une peinture au silicate de zinc alcalin d’épaisseur 50 à 80 µm. On admet alors µ = 0,40. Ce traitement est qualifié de classe B dans l’Eurocode 3.



- Traitements qualifiés de classe A dans l’Eurocode 3 et pour lesquels on admet µ = 0,50 :

• Décapage par grenaillage ou sablage avec enlèvement de toutes les plaques de rouille non adhérentes donnant des surfaces sans piqûre de corrosion.

• Décapage pour grenaillage ou sablage puis métallisation des surfaces par projection d’aluminium

• Décapage pour grenaillage ou sablage puis protection par projection d’un revêtement à base de zinc garantissant un coefficient de frottement qui ne soit pas inférieur à 0,50.

• Dans le cas où aucun traitement n’est effectué, on admet un coefficient de frottement µ = 0,20. Ce « non - traitement » est qualifié de classe D dans l’Eurocode 3.

Selon le diamètre des boulons, les trous peuvent présenter un jeu de 1 à 3 m en évitant les jeux trop grands qui ont pour effet de mal répartir la pression sous les rondelles.

Transmission d’un effort perpendiculaire à l’axe des boulons Connaissant le coefficient de frottement µ , la résistance au glissement s’exprime en

fonction de la précontrainte CpF , par la relation suivante :

CpM

sRds F

nkF ,

3, γ

µ=

où n est le nombre de surfaces en contact ;

sk dépend de la forme du trou ; il vaut 1,0 pour les trous normaux et il est inférieur à 1,0 dans le cas contraire (voir l’Eurocode 3). lI prend par exemple la valeur 0,85 pour les trous surdimensionnés et 0,63 pour les trous oblongs dont l’axe longitudinal est parallèle à la direction des efforts ;

3Mγ est le coefficient partiel.

Certains assemblages sont calculés pour n’accepter aucun glissement jusqu’à l’état limite ultime alors que d’autres le sont pour ne résister au glissement que jusqu’à l’état limite de service. Au-delà, c’est-à-dire pour l’état limite ultime, il convient de vérifier que la résistance au cisaillement de la tige du boulon est suffisante.

Transmission d’un effort parallèle à l’axe des boulons Dans le cas d’un effort parallèle à l’axe des assembleurs, un assemblage par boulon HR

est tel que les pièces restent en contact tant que l’effort appliqué ne dépasse pas l’effort de précontrainte (fig. 13).

Cette propriété se vérifie en étudiant le comportement effort – déformation de deux plats assemblés par un boulon HR et sollicité par un effort extérieur de traction comme c’est le cas des plats A et B de la figure 14.



F/2 F/2

F/2 F/2

Effort dans le boulon

F

Fb

Effort extérieur appliqué

A B

O

C

Fp,CFp,C

FMax

A

B

Figure 14 – Boulon précontraint en traction

Compte tenu du type de sections concernées, les rigidités des divers éléments sont très différentes. On peut estimer que le rapport de ces rigidités est de l’ordre de 10, le boulon étant plus souple que les plats.

Le comportement des deux types d’éléments est représenté par les deux droites de la figure 15. En l’absence de tout effort extérieur, sous l’action de la précontrainte CpF , , le boulon est tendu et les plats sont comprimés. Le boulon est donc en extension alors que les plats sont raccourcis. Les points B pour le boulon et P pour les plats représentent cet état d’équilibre. Lorsque l’effort extérieur de traction dans les plats augmente d’une valeur

platsF∆ , le point représentatif vient en Q, ce qui correspond à la déformation F∆ε . Pour respecter l’égalité des déformations, le point représentatif du boulon vient en C ce qui se traduit par une variation d’effort égale à boulonF∆ . On remarque ainsi que l’accroissement d’effort dans le boulon est d’intensité beaucoup plus faible que l’effort platsF∆ du fait de la différence de rigidités.

Pour que les plats soient entièrement décomprimés, l’effort extérieur doit atteindre la valeur CpF , (point O) correspondant à la déformation maxε . Pour le boulon, cette

même déformation correspond au point D et donc à l’effort maxF . Au-delà de cette situation, l’effort dans le boulon continue de croître et les plats sont décollés.



.

ε∆F

ε∆F

∆Fboulon

F

∆Fplats

Plats

Boulon

BC

P

Q

Fp,C

-Fp,C

ε εmax O

εmax

DFmax

Figure 15 – Comportement en traction des pièces assemblées avec un boulon HR

Transmission d’un effort oblique Dans ce cas, l’effort est décomposé en un effort perpendiculaire et un effort parallèle à

l’axe du boulon, ce dernier tendant à diminuer la pression exercée sur les pièces assemblées et donc l’effort de frottement mobilisable.

Si une attache résistant au glissement à l’état limite ultime est soumise à un effort de traction Edt,F en sus de l’effort tranchant dEv,F tendant à entraîner le glissement, il convient

de prendre la résistance au glissement par boulon égale à la valeur suivante :

( )3

,,,

8,0

M

EdtCpsRds

FFnkF

γ

µ −=

Si une attache résistant au glissement à l’état limite de service est soumise à un effort de traction servEd,t,F en sus de l’effort tranchant servEd,t,F tendant à entraîner le glissement, il convient de prendre la résistance au glissement par boulon égale à la valeur suivante :

( )3

,,,,,

8,0

M

servEdtCpsservRds

FFnkF

γ

µ −=

Dans ces deux expressions, 3Mγ est le coefficient partiel.



1.4.4 - Catégories d’assemblages boulonnés

Les notions précédentes sont résumées dans une synthèse soulignant les différentes catégories d’attaches en fonction du type de sollicitation et des exigences à respecter (tableau 8).

Attaches en cisaillement

Catégorie A : attache travaillant à la pression diamétrale

Dans cette catégorie, il convient d’utiliser des boulons de classes allant de 4.6 à 10.9 comprises. Il n’est exigé aucune précontrainte ni aucune disposition particulière pour les surfaces en contact. Il convient que l’effort de cisaillement de calcul à l’état limite ultime n’excède ni la résistance de calcul au cisaillement ni la résistance de calcul en pression diamétrale.

Catégorie B : attache résistant au glissement à l’état limite de service

Dans cette catégorie, il convient d’utiliser des boulons précontraints de classes 8.8 ou 10.9 à serrage contrôlé. Pour qu’aucun glissement ne se produise à l’état limite de service, il convient que l’effort de cisaillement de calcul à l’état limite de service n’excède pas la résistance de calcul au glissement. De plus, l’effort de cisaillement de calcul à l'état limite ultime ne doit excéder ni la résistance de calcul au cisaillement, ni la résistance de calcul en pression diamétrale.

Catégorie C : attache résistant au glissement à l’état limite ultime

Dans cette catégorie, seuls des boulons précontraints de classes 8.8 ou 10.9 à serrage contrôlé peuvent être utilisés et il convient qu’aucun glissement ne se produise à l’état limite ultime. Il faut donc que l’effort de cisaillement de calcul à l’état limite ultime n’excède pas la résistance de calcul au glissement ni également la résistance de calcul en pression diamétrale. En outre, pour une attache tendue, il convient de vérifier la résistance plastique de calcul de la section transversale nette au droit des trous de boulons, Rdnet,N , à l’état limite ultime.

Attaches tendues

Catégorie D : attache par boulons non précontraints

Dans cette catégorie, il convient d’utiliser des boulons de classes 4.6 à 10.9 comprises et aucune précontrainte n’est exigée. Il convient donc de ne pas utiliser cette catégorie lorsque les attaches sont soumises à des variations fréquentes de la sollicitation en traction notamment pour éviter les problèmes de fatigue. Elle peut cependant être utilisée pour les attaches calculées pour résister aux actions usuelles de vent.



Catégorie E: attache par boulons précontraints à haute résistance

Dans cette catégorie, il convient d’utiliser des boulons de classe 8.8 et 10.9 à serrage contrôlé.

Tableau 8 – Catégories d'assemblages boulonnés

Catégorie Critères Remarques

Attaches en cisaillement

A

En pression diamétrale RdvEdv FF ,, ≤

RdbEdv FF ,, ≤

Aucune précontrainte exigée.

Toutes classes de 4.6 à 10.9.

B

Résistant au glissement à l'ELS

serRdsserEdv FF ,,,, ≤

RdvEdv FF ,, ≤

RdbEdv FF ,, ≤

Boulons précontraints 8.8 ou 10.9 requis.

C

Résistant au glissement à l'ELU

RdsEdv FF ,, ≤

RdbEdv FF ,, ≤

RdnetEdv NF ,, ≤


Attaches en traction

D

Sans précontrainte RdtEdt FF ,, ≤

RdpEdt BF ,, ≤

Aucune précontrainte exigée.

Toutes classes de 4.6 à 10.9

E

Avec précontrainte RdtEdt FF ,, ≤

RdpEdt BF ,, ≤




Notations :

EdvF , effort de cisaillement de calcul par boulon à l'état limite ultime

RdvF , résistance de calcul au cisaillement par boulon

RdbF , résistance de calcul en pression diamétrale par boulon

serEdvF ,, effort de cisaillement de calcul par boulon à l'état limite de service

serRdsF ,, résistance de calcul au glissement par boulon à l'état limite de service

RdsF , résistance de calcul au glissement par boulon à l'état limite ultime

RdnetN , résistance de calcul à traction de la section nette au droit des trous de fixation : 0, / MynetRdnet fAN γ=

EdtF , effort de traction de calcul par boulon à l'état limite ultime

RdtF , résistance de calcul à la traction par boulon

RdpB , résistance de calcul au cisaillement par poinçonnement de la tête de boulon et de l’écrou

1.4.5 - Effet de levier

Dans le cas où l'effort de traction est transmis à travers un assemblage constitué de semelles flexibles, les déformations de ces dernières créent un effort additionnel Q appelé effet de levier qui vient s'ajouter à l'effort nominal dans les boulons (fig. 16). L'effet de levier est négligeable pour les platines épaisses ou les plaques munies de raidisseurs. Dans le cas général, la capacité des assemblages prenant en compte l'effet de levier peut être évalué selon le paragraphe 6.2.4 de l’EN 1993-1-8.

1.4.6 - Comparaison entre les boulons hr et boulons ordinaires

Le comportement mécanique entre les boulons ordinaires et les boulons précontraint diffère selon l’orientation de l’effort appliqué :

- pour un effort perpendiculaire à l’axe des boulons, l’absence ou non de déplacement des pièces assemblées est la caractéristique la plus importante,

- pour un effort parallèle à l’axe du boulon, la variation de contrainte de traction est l’élément important (fig. 17). Elle est beaucoup plus faible pour un boulon HR que pour un boulon ordinaire entraînant ainsi un bien meilleur comportement en fatigue des boulons précontraints dans le cas de sollicitations variables.



2 F

2 F

QQ

Q Q

F+Q

F+QF+Q

F+Q

Figure 16 – Effet de levier

Nu

∆Fb

Fb

Fp,C

N

fub.As

t

t

FMax

∆Fb

∆N N1

Fb

Boulon HR

Boulon ordinaire

Boulon HR

Boulon ordinaire

Figure 17 – Évolution de l’effort dans un boulon HR sous sollicitations variables



2 - BOULONS INJECTES

Les boulons injectés sont des boulons pour lesquels le jeu entre le boulon et la paroi du trou est complètement rempli à l'aide d'une résine à deux composants (fig. 18), les boulons peuvent être précontraints ou non.

Résine

t2

t2

t1

Figure 18 - Boulon injecté.

Les boulons injectés sont des boulons traditionnels dans la tête desquels un petit trou a été percé (fig. 19). Le diamètre du trou au niveau de la surface extérieure de la tête du boulon (∅ 5,5 mm) offre un support suffisant pour le nez du pistolet d'injection. L'autre partie du trou, de 3,2 mm de diamètre, est assez large pour pouvoir injecter la résine. Ils sont pris en compte par l’Eurocode 3 comme une alternative aux rivets et boulons traditionnels pour les attaches de catégories A, B ou C du tableau 8, sachant qu’ils doivent être précontraints pour répondre aux exigences des catégories B ou C.

Sous l’écrou

Gorge

5,5mm

3,2mm

K K/2 K/2

1.5mm

Sous la tête

Rondelles chanfreinées

Figure 19 - Éléments spécifiques aux boulons injectés.

Une rondelle en acier trempé est placée sous la tête ; sa partie intérieure est usinée. L'espace supplémentaire libéré sous la tête facilite l'écoulement de la résine autour du boulon



et, par conséquent, le remplissage parfait du jeu entre les boulons et les plats. Le diamètre intérieur de la rondelle doit au moins être 5 mm plus grand que celui du fût.

Une seconde rondelle en acier trempé munie d'une gorge est placée sous l'écrou de manière à permettre à l'air de s'échapper. La gorge doit être située du côté de l'écrou. Si les plats sont peints, cette position empêche la peinture de venir obstruer la gorge lors du serrage.

Après prise de la résine, l'assemblage n'est plus sensible aux glissements. Ces boulons s'utilisent donc pour la réalisation d'assemblages cisaillés. Ils constituent une alternative aux boulons calibrés ou aux boulons à haute résistance à serrage contrôlé.

La transmission des efforts s'effectue soit par cisaillement et pression diamétrale (boulons injectés non précontraints), soit par cisaillement et frottement (boulons HR injectés à serrage contrôlé).

Les boulons injectés permettent de réduire le nombre de boulons dans l'assemblage et, par conséquent, le nombre de trous à forer. De plus, la possibilité de réaliser des jeux plus importants au niveau des trous peut faciliter le montage et donc réduire les coûts associés. L'équipement d'injection est peu coûteux et la quantité de résine injectée est réduite. Le temps de mise en place d'un boulon varie de 1 à 2 minutes.

Au sens de l’Eurocode 3, le calcul des boulons injectés se réalise de la même manière que pour les boulons traditionnels sauf pour la résistance à la pression diamétrale qui prend bien sûr en compte la présence de la résine.

Si sin.rebf est la résistance en pression diamétrale de la résine et sin.rebt son épaisseur efficace donnée dans le tableau 9, la résistance en pression diamétrale d’un boulon injecté,

sin.. reRdbF , est la suivante :

4

sin.sin.sin..

M

rebrebstreRdb

ftdkkF

γβ

=

avec : β coefficient dépendant du rapport d’épaisseur des plaques attachées (tableau 9, 1t et 2t étant précisés à la figure 18),

0,1=tk pour l’état limite de service (long terme)

2,1=tk pour l’état limite ultime

0,1=sk pour les trous normaux, une valeur inférieure à l’unité pour les trous surdimensionnés.

4Mγ coefficient partiel



Les avantages des boulons injectés sont les suivants :

- Ils constituent une alternative aux boulons à haute résistance à serrage contrôlé. - Ils ne requièrent ni équipement spécial de serrage, ni personnel qualifié pour la mise

en œuvre. Ceci peut entraîner une réduction du coût global. - Ils ne nécessitent aucune préparation particulière des plats assemblés. - Comme la résine remplit complètement la cavité, aucune corrosion interne n'est

possible. - Lorsque les coefficients de frottement sont faibles, par exemple pour des surfaces

peintes ou galvanisées à chaud, l'injection peut permettre à des boulons précontraints à haute résistance de mieux transmettre les efforts de cisaillement. C’est également une solution intéressante dans le cas d'assemblages où tout glissement est proscrit (réparation d'anciens assemblages rivetés, plats peints, plats galvanisés à chaud).

- Pour une épaisseur raisonnable des plats, la résistance de calcul à la pression diamétrale est similaire à la résistance au glissement des boulons précontraints ce qui peut donc permettre de réduire le nombre de boulons par rapport à un assemblage classique. Ceci est très important lorsque la place disponible pour la réalisation de l'assemblage est limitée.

- Dans les assemblages par boulons HR à serrage contrôlé, un glissement peut survenir en raison d'une surcharge. Avec les boulons injectés, aucun glissement soudain ne peut se produire.

- Des trous surdimensionnés peuvent être utilisés pour les plats intérieurs et extérieurs, ainsi que des trous oblongs pour les plats intérieurs. Ceci facilite grandement le montage et l'alignement de la structure. Après injection et prise de la résine, tout glissement est empêché. Dans le cas de trous surdimensionnés ou oblongs, une réduction de la résistance de calcul à la pression diamétrale est toutefois nécessaire (cas où la longueur de serrage dépasse d3 ).

Les désavantages des boulons injectés sont les suivants :

- Ils nécessitent un usinage complémentaire de la vis et des rondelles ; - La préparation de la résine et l'injection prend du temps ; - Les trous doivent être secs avant injection. Il faut donc prendre quelques précautions ; - Du fait du collage implicite obtenu avec la résine, il est difficile de démonter le boulon

après la prise du produit injecté.

Tableau 9 – Valeurs de β et sin.rebt

21 / tt β sin.rebt 0,2≥ 1,0 dt 5,12 2 ≤

0,2/0,1 21 ≤≤ tt )/(t 0,33-1,66 21 t dt 5,11 ≤ 0,1≤ 1,33 dt 5,11 ≤



3 - RIVELONS ET BOULONS SERTIS PRECONTRAINTS

3.1 - Présentation Deux grands types de boulons sertis sont utilisés dans le domaine de la Construction

Métallique :

Les premiers, connus sous le nom de « rivelons » (en Suisse : « rivets à anneau »), sont les M50L, les C106L et les C6L de classe 8.8 ainsi que les C50L et les C120L de classe 9.8.

Les seconds sont les boulons sertis précontraints. Ils sont présentés comme étant capables de garantir un niveau de sécurité comparable à celui que procurent les boulons HR 10.9 à serrage contrôlé tout en conservant un prix attractif dû à la rapidité de leur mise en œuvre. Ces produits sont brevetés et le fabricant garantit leurs caractéristiques en respect des normes NF EN 20898-1 et NF E 27-701.

Les boulons sertis (fig. 20) sont constitués de deux pièces distinctes : une tige, munie d'une tête, et une bague. Lors de la mise en œuvre, la bague est sertie sur la tige et elle vient constituer la tête seconde du dispositif. Pour que la liaison entre les deux éléments soit résistante et durable, des cannelures sont prévues dans la zone de sertissage de la tige ; la bague épousant la forme des cannelures, le dispositif s'apparente alors à un système vis écrou sans jeu.

Boulon à tête ronde et bague

cylindrique

Boulon à tête et bague

hexagonales

Figure 20 – Boulons sertis posés

Les boulons sertis précontraints (fig. 21) présentent des différences géométriques importantes par rapport aux rivelons classiques : les cannelures sont hélicoïdales et non pas annulaires. Il est donc possible d'effectuer un réglage de positionnement dit aussi réglage d'approche. De plus, certains d’entre eux présentent une forme hexagonale au niveau de la tête et de la bague qui permet, si nécessaire, un démontage par des moyens usuels.



Queue de traction

Gorge de rupture

Tête hexagonalePartie lisse

EmbaseCannelures hélicoïdales

40°20°

Tête ronde

Partie lisse

Figure 21 – Terminologie des boulons sertis

3.2 - Principe de mise en œuvre La mise en œuvre des boulons sertis s'effectue par sertissage de la bague sur la tige à

l'aide d'un pistolet hydraulique spécial muni d'une bouterolle (ou nez de pose) adaptée à chaque boulon (fig. 22) ; la bouterolle présentant un diamètre intérieur inférieur au diamètre extérieur de la bague.

Bouterolle ou nez de pose

Figure 221 – Pistolet hydraulique pour le sertissage des boulons sertis précontraints

Les phases successives qui se présentent lors de la mise en œuvre sont représentées sur la figure 23.

a) La tige est disposée dans le trou. La bague est vissée à la main sur les cannelures hélicoïdales.

b) Le pistolet de pose est engagé jusqu'à ce que la bouterolle vienne en contact avec la bague. En actionnant la gâchette du pistolet, les mors auto-serreurs se referment sur les groupes d'accrochage de la queue de traction. La tige est ensuite tirée vers l'intérieur de la bouterolle.

c) La traction sur la tige augmente. La bouterolle étant de diamètre intérieur plus petit que le diamètre extérieur de la bague, celle-ci se déforme en subissant une sorte d'extrusion à froid. Elle vient se sertir sur les cannelures en remplissant complètement le vide qui existe entre la bague et la tige. Sous l'action conjointe de la traction sur la tige et de l'allongement de la bague pendant le sertissage, le boulon est précontraint.

d) L'effort de traction imposé à la tige continue de croître. Il atteint une valeur apte à casser la tige en son point le plus fragile, la gorge de rupture. Une fois cassée, la tige a tendance



à reprendre sa forme initiale par élasticité mais la présence de la bague l'en empêche. Les pièces sont alors comprimées et l'assemblage est obtenu.

a

b

c

d

Figure 23 – Principe de pose des boulons sertis

3.3 - Fonctionnement mécanique des boulons sertis précontraints Les boulons sertis précontraints peuvent être utilisés de la même manière que des

boulons HR à serrage contrôlé (pour les assemblages résistant au glissement) ou comme des boulons standards de qualité 10.9 (ils sont alors calculés pour des efforts de cisaillement et de traction combinés).

Une qualité importante des boulons sertis doit être soulignée : le sertissage conduit à une liaison sans jeu entre la tige et la bague. Dans le cas d'un assemblage soumis à de fortes vibrations, des boulons traditionnels insuffisamment serrés risquent de se dévisser. Il n'en est pas de même pour les boulons sertis. Bien que les cannelures soient hélicoïdales, l'absence de jeu entre la tige et la bague n'autorise pas la mise en rotation de la bague.

4 - CAS DES GROUPES DE FIXATIONS

4.1 - Résistance de groupes de fixations La résistance d’un groupe de fixations peut être prise égale à la somme des résistances

individuelles en pression diamétrale RdbF , des fixations, à condition que la résistance individuelle de calcul au cisaillement RdvF , de chaque fixation soit supérieure ou égale à la



résistance de calcul en pression diamétrale RdbF , . Sinon, il convient de prendre la résistance d’un groupe de fixations égale au nombre de fixations multiplié par la résistance de calcul la plus faible des fixations considérées individuellement.

4.2 - Assemblages longs Pour le calcul d'un groupe de fixations, l'hypothèse généralement admise est celle d'une

répartition uniforme des efforts entre chacun des organes d'assemblage. Ceci n'est bien sûr qu'une hypothèse grossière valable uniquement pour les assemblages relativement courts.

Lj

F F

Lj

F F

Lj

1,0

0,75

0,5

0,25

0 15d 65d Lj

βLf

Figure 24 – Assemblages longs

Si la distance iL entre les axes des fixations extrêmes d’un assemblage, mesurée dans la direction des efforts est supérieure à d15 (voir fig. 24), il convient de réduire la résistance de calcul au cisaillement RdvF , de toutes les fixations en la multipliant par un coefficient réducteur Lfβ , donné par :

d

dL jLf 200

151

−−=β avec : 0,175,0 ≤≤ Lfβ .

4.3 – Cisaillement de bloc Le cisaillement de bloc consiste en une ruine par cisaillement au niveau de la rangée de

boulons le long de la partie cisaillée du contour du groupe de trous, accompagnée d’une



rupture par traction le long de la file de trous de boulons sur la partie tendue du contour du groupe de boulons. La figure 25 représente quelques exemples de cisaillement de bloc.

Figure 25 – Cisaillement de bloc

Pour un groupe de boulons symétrique soumis à un chargement centré, la résistance de calcul au cisaillement de bloc, Rdeff,1,V est donnée par :

+=0M2

ntuRd,1, eff 3

A f

VM

nvyf

γ

Α

γ

où

ntA est l’aire nette soumise à la traction ;

nvA est l’aire nette soumise au cisaillement.

Pour un groupe de boulons soumis à un chargement excentré, la résistance de calcul au cisaillement de bloc V Rdeff,2, est donnée par :

0M2

ntuRd,2, eff 3

A f 0,5 VM

nvyf

γ

Αγ

+=



5 - LE RIVETAGE A CHAUD

L'assemblage par rivetage est le plus ancien procédé de solidarisation de pièces entre elles utilisé en Construction Métallique. Le viaduc de Garabit et la tour Eiffel en sont de célèbres exemples.

Étant de mise en œuvre assez complexe du fait qu'ils nécessitent d'être posés à chaud, les rivets sont aujourd'hui moins utilisés au profit des boulons. Toutefois, certaines entreprises les utilisent toujours en atelier en raison de leur coût qui reste plus faible que celui des boulons.

Il existe deux formes principales de rivets : les rivets à tête ronde (symbole R) et les rivets à tête fraisée (symbole F ou F/90). Une troisième forme était rencontrée dans le passé, les rivets à tête fraisée bombée (symbole FB ou FB/90). La figure 26 représente ces différents éléments.

R F FB Figure 26 – Forme des rivets

5.1 - Principe de mise en œuvre Comme les boulons ordinaires, la mise en œuvre des rivets ne nécessite aucune

préparation des surfaces en contact autre que la réalisation du trou où il sera logé.

Le trou a un diamètre 0d supérieur à celui du rivet de 1 mm. La raison de ce jeu est, en particulier, la facilité de mise en place.

En général, les rivets sont posés à chaud. On les chauffe à une température de l'ordre de 1100 à 1200 °C de façon à ce que le temps de les prendre et de les poser, ils soient à une température comprise entre 900 et 950 °C. Leur couleur passe de blanc à rouge vif entre ces températures.

Le rivet étant positionné dans le trou, la deuxième tête est formée, à l'aide d'une bouterolle et d'une contre-bouterolle, par martelage à la main ou à la machine (fig. 27)

Cette opération a pour effet de refouler l'acier du rivet qui va ainsi remplir complètement le trou. C'est pourquoi le diamètre de calcul d'un rivet est 0d et non pas d .

Il est à noter la rétraction due au refroidissement augmente le serrage entre les pièces, ce qui crée une sorte de précontrainte.



Contre-bouterolle

Rivet posé

Bouterolle

Figure 27 – Pose des rivets

5.2 - Calcul des rivets et des pièces assemblées Les résistances de calcul des rivets et des pièces assemblées en fonction des différents

types de sollicitations sont indiquées au tableau 10. Il est à noter qu’en raison du type de mise en œuvre, la résistance de calcul est la même quel que soit l’orientation de l’effort.



Tableau 10 – Résistance de calcul des rivets

Résistance au cisaillement par plan de cisaillement :

2

0.

6,0

M

urRdv

AfF

γ=

Résistance à la pression diamétrale :

2

1,

M

ubRdb

tdfkF

γα

=

où bα est la plus petite valeur de u

urd f

f;α ou 01, .

avec 0

13 d

ed =α (rivets de rive) ;

41

3 0

1 −=dp

dα (rivets intérieurs)

−= 5,2;7,18,2min

0

21 d

ek pour les rivets de rive

−= 5,2;7,14,1min

0

21 d

pk pour les rivets intérieurs

Résistance à la traction :

2

0.

6,0

M

urRdt

AfF

γ=

Dans ces expressions :

0A est l’aire de la section du trou

urf est la résistance ultime en traction des rivets en « en état de pose ». Pour l’acier S235, elle peut être prise égale à 400 MPa.

2Mγ est le coefficient partiel

6 - ATTACHES PAR AXES D’ARTICULATION

Les attaches par axes d’articulation sont composées d’un axe et de chapes ou de pièces munies d’un perçage qui sont articulées autour de l’axe (figure 28). Elles sont sollicitées par un effort de traction EdF et elles doivent généralement permettre une rotation relative plus ou moins importante.

Selon les cas, l’axe peut être remplaçable ou non et il convient de veiller à ce qu’il ne puisse pas se détacher.



Barre à oeil

Figure 28 – Attache par axe d’articulation

6.1 - Exigences géométriques pour les éléments articulés Selon que l’épaisseur t ou la géométrie des pièces sont données (figure 29), les

dimensions à respecter sont les suivantes :

y

MEdf

Ft 07,0

γ≥ et td 5,20 ≤

32

200 d

ftF

ay

MEd +≥γ

et 3200 d

ftF

cy

MEd +≥γ

avec : 0Mγ coefficient partiel.

c

c

a

Épaisseur t donnée

0,75 d0

1,6 d0

FEd FEd 2,

5 d 0

0,3 d0

d0 d0

1,3 d0

Géométrie donnée Figure 29 – Exigences géométriques

6.2 - Calcul des axes d’articulation Le moment exercé dans l’axe est calculé en prenant l’hypothèse que les pièces attachées

constituent des appuis simples et les réactions entre l’axe et les pièces attachées sont supposées uniformément réparties sur la longueur de chaque pièce (figure 30)



d

a

d0

FEda

b

0,5 FEd

0,5 FEd

c

c

MEd

/8F 2a)4c(b M EdEd ++=

Figure 30 – Moment fléchissant exercé dans un axe d’articulation

Si l’axe est prévu pour être remplaçable, la pression diamétrale de contact est limitée pour éviter l’endommagement des pièces. Il convient alors de remplir la condition suivante :

serM

yRdh

serEdEdh

ff

td

ddFE

,6,2

0,, 5,2

)(591,0

γσ =≤

−=

avec serM ,6γ est un coefficient partiel (voir tableau 1).

Les exigences de dimensionnement des attaches par axe d’articulation sont données dans le tableau 11.



Tableau 11 – Critères de calcul pour les attaches articulées

Mode de ruine Exigences de calcul

Résistance au cisaillement de l’âme : Edv

M

upRdv F

fAF ,

2,

6,0≥=

γ

Résistance en pression diamétrale de la plaque et de l’axe :

EdbM

yRdb F

fdtF ,

0,

5,1≥=

γ

Si l’axe est prévu pour être remplaçable, il faut également satisfaire : serEdb

serM

yserRdb F

fdtF ,,

,6,,

6,0≥=

γ

Résistance à la flexion de l’axe :

EdM

ypelRd M

fWM ≥=

0

5,1

γ

Si l’axe est prévu pour être remplaçable, il faut également satisfaire : serEd

serM

ypelserRd M

fWM ,

,6,

8,0≥=

γ

Résistance de l’axe à une combinaison de cisaillement et de flexion : 1

2

,

,2

≤

+

Rdv

Edv

Rd

EdFF

MM

d diamètre de l’axe d’articulation yf plus faible contrainte de calcul dans l’axe ou dans la pièce attachée

upf résistance ultime en traction de l’axe d’articulation

ypf limité d’élasticité de l’axe d’articulation t épaisseur de la pièce attachée A aire de l’axe d’articulation

elW module élastique

2Mγ coefficient partiel (voir tableau 1)



3EME PARTIE

LE SOUDAGE

Les techniques de soudage ont considérablement évolué depuis quelques années à tel point qu’aujourd’hui en France, il est devenu extrêmement rare de trouver des boulons dans les ponts métalliques.

Il existe trois méthodes principales pour créer la chaleur nécessaire au soudage :

- la flamme oxyacétylénique, - la résistance au passage d'un courant, - l’arc électrique.

Chaque méthode produit un bain d'acier en fusion que l'on doit protéger de la contamination atmosphérique. La méthode utilisée pour réaliser cette protection a une influence prépondérante sur les caractéristiques du mode opératoire.

Le chalumeau oxyacétylénique est plutôt utilisé pour le découpage des éléments (bien qu’aujourd’hui les procédés au plasma deviennent de plus en plus courants).

Les procédés par résistance trouvent une application dans le soudage par points des éléments minces.

Pour l'acier de structure, les modes opératoires les plus couramment utilisés sont basés sur l'arc électrique. C’est celui qui est exposé ci-après.

1- LES PROCEDES DE SOUDAGE

L’opération de soudage par fusion avec fil-électrode fusible, consiste à faire fondre un métal d’apport en même temps que les plats ou les profilés à assembler. Le métal fondu provenant de chaque élément est réuni au niveau du joint dans un bain de métal qui comble



l'interface. Au fur et à mesure que le bain de fusion se refroidit, le métal fondu qui se trouve à la limite de fusion se solidifie, formant un lien solide avec le métal de base. Quand la solidification est totale, il y a continuité du métal à travers le joint.

Dans le soudage à l'arc, on peut utiliser un flux ou un gaz non réactif (inerte) pour recouvrir le bain de fusion et donc empêcher l’action de l'air.

1.1 - Terminologie de la soudure

1.1.1 - Terminologie des différentes zones des soudures

Les termes utilisés pour caractériser un cordon de soudure sont les suivants (fig. 31) :

- Le métal de base est le matériau constitutif des éléments à souder, - Le métal d'apport est la matière dont est constituée l'électrode utilisée dans le

processus de soudage. - la racine désigne l'endroit de l'assemblage jusqu'où le métal d'apport a pénétré. - La face représente la surface extérieure de la soudure. - Le pied correspond à la ligne de séparation, sur la face de la soudure, entre le métal de

base et le métal d'apport. - La zone affectée thermiquement (ou ZAT) est la partie du matériau de base qui n'est

pas rentrée en fusion avec le métal d'apport mais qui, par contre, a subi un échauffement et un refroidissement très rapides au passage de l'arc de soudage. Dans cette zone, le matériau de base est soumis à un durcissement et peut dès lors acquérir un comportement fragile.



Pied

Racine

Pied

Face

Zone affectée thermiquement

Pied

Racine

Pied

Face

Soudure en bout

Soudure d’angle

Métal d’apport

Métal de base

Figure 31 – Terminologie employée pour les soudures

1.1.2 - Terminologie suivant la position du cordon pendant le soudage

Suivant la position du cordon pendant le soudage, les différents cordons prennent des noms différents (fig. 32).

Soudure en bout à plat

Soudure en bout au plafond

Cordon d’angle au plafond

Cordon d’angle à plat Soudure en bout horizontale

Soudure en bout à la verticale

Figure 32 – Terminologie des cordons selon la position de soudage



1.2 - Procédés utilisés et domaines d’emploi Les procédés utilisés peuvent être classés en trois catégories :

- Le soudage manuel qui reste le seul moyen possible pour réaliser des soudures dont l’accès est difficile ou de petite longueur ;

- Le soudage semi-automatique (avancement automatique de l’électrode avec une torche tenue à la main). C’est celui qui est appliqué de manière générale ;

- Le soudage automatique (la tête de soudage est montée, soit sur un chariot dont l’avancement est automatique, soit sur un robot de soudage). Il s’applique surtout aux soudures continues d’une certaine longueur : assemblage âme - semelles des profilés reconstitués soudés (PRS) par exemple.

1.2.1 - Soudage manuel avec électrode enrobée

Le soudage manuel (fig. 33) constitue l'un des modes opératoires de soudage à l'arc les plus répandus. Il nécessite un personnel très qualifié pour que les soudures réalisées soient de bonne qualité. L'électrode est constituée d'un fil à cœur d'acier d’un diamètre de 3 à 8 mm et d'un flux d'enrobage contenant des éléments alliés (manganèse et silice par exemple). La source de chaleur est constituée d'un arc de faible voltage (15 à 35 V) mais d'intensité élevée (jusqu’à 500 A). L'arc fait fondre le métal de base et l'électrode. Au fur et à mesure que le métal est transféré du bout du fil en acier au bain de fusion, le soudeur déplace l'électrode de manière à garder une longueur constante à l'arc. Ceci est essentiel dans la mesure où la largeur du cordon est en grande partie liée à la longueur de l'arc. Le flux fond avec le fil de cœur et coule sur la surface du bain de fusion pour former un laitier qui doit être enlevé après la solidification (fig. 34).

Laitier

Métal d’apport

Enrobage

Arc

Figure 33 – Soudage à l’arc Figure 34 – Laitier Figure 35 – Action de l’enrobage

Cette technique présente les avantages suivants :

- faibles investissements, - liberté de mouvement (on peut l'utiliser jusqu'à 20 m de l'alimentation électrique ce

qui est intéressant sur chantier), - utilisation possible dans toutes les positions, - convient pour des aciers au carbone et les aciers inoxydables.

Son principal inconvénient est un faible cycle de travail, c'est-à-dire qu'il n'y a qu'un faible volume de métal déposé avant que le soudeur ne s'arrête pour insérer une autre électrode. Ceci ne constitue pas un problème pour des soudures courtes, mais devient un



problème pour des soudures longues, en particulier lorsque les coûts de main-d’œuvre sont élevés.

Les caractéristiques d'action de l'électrode sont contrôlées par la composition du flux d'enrobage. Une grande variété d'électrodes est disponible selon les applications envisagées. On choisit l'intensité du courant compte tenu du diamètre du fil utilisé. Lorsqu'il est nécessaire d'avoir un bain de fusion à bas hydrogène, afin d'éviter la fissuration de la ZAT lors du refroidissement, il faut étuver et entreposer les électrodes à la température et pendant la durée recommandées par le fabricant. Avant sa fusion, l’enrobage permet un guidage de l’arc (fig. 35). Après fusion, il réalise, sur la soudure, un écran thermique et chimique

1.2.2 - Procédés automatiques et semi automatiques

Soudage sous flux solide en poudre Il s'agit d'un procédé entièrement automatisé dans lequel la tête de soudage se déplace

de façon automatique le long du joint (fig. 36). L'électrode est constituée d’un fil nu dont l'avancement est commandé par un moteur asservi. Le flux, sous forme de particules, est déposé à la surface du joint. L'arc électrique est immergé sous la surface du flux dont il fond une partie pour former un laitier qui se solidifie immédiatement après en assurant la protection de la soudure. Le flux non fondu est récupéré et peut être réutilisé pour la soudure suivante.

Récupération des flux

Laitier Métal déposé

Métal de base

Torche de soudage

Fil électrode

Arc de soudage Flux

Dispositif d'amenée de courant ou tube

de contact

Bain de fusion

Figure 36– Soudage à l’arc sous flux en poudre

Le soudage à l'arc sous flux en poudre nécessite généralement des intensités comprises entre 400 et 1000 A. Ce procédé est particulièrement intéressant pour souder des joints longs (supérieurs à 1 m de longueur). Les vitesses de soudage élevées et l'opération en continu conduisent à une productivité élevée. La première exigence est, toutefois, d'avoir un accostage précis.

Soudage sous flux gazeux (procédés MIG, MAG et TIG) Pour le soudage sous flux gazeux (fig. 37), la protection vis-à-vis de l'atmosphère

ambiante est obtenue par un gaz insufflé dans une buse concentrique à l'électrode. Si le gaz



est inerte, il s'agit du procédé MIG (Metal Inert Gas). Si le gaz est actif, c'est le procédé MAG (Metal Active Gas). Enfin, pour certains métaux contenant beaucoup de nickel, il existe un procédé sous flux de gaz inerte mais pour lequel l'électrode est en tungstène et ne constitue pas le métal d'apport (ce dernier se présente par ailleurs sous forme de fil). Il s’agit du procédé TIG (Tungsten Inert Gas).

Le procédé MAG est un procédé semi-automatique, dans lequel la torche de soudage, située à l'extrémité d'un tube flexible, peut être tenue à la main et manipulée, mais toutes les autres opérations sont automatiques.

Gaz de protection

Tube de confort fil électrode

Métal déposé

Métal de base

Arc de soudage

Bain de fusion

Figure 37 – Soudage sous flux gazeux

L'arc et le bain de fusion sont protégés par un gaz qui ne réagit pas avec l'acier fondu. En pratique, le gaz de protection est du dioxyde de carbone ou un mélange d'argon et de dioxyde de carbone. Le flux n'est pas nécessaire pour protéger le bain car les éléments d'alliage sont dans le fil de l'électrode, mais on utilise parfois une électrode à flux fourré, afin de créer un laitier qui contrôle le profil de la soudure. Ceci réduit la tendance à des défauts du type défaut de fusion ainsi que l'incidence de la porosité. La longueur de l'arc est commandée par l'alimentation électrique. Bien que le soudage MAG soit un peu plus facile que le soudage manuel, il faut une certaine compétence pour obtenir de bonnes conditions de soudage.

La manière dont le métal est transféré du fil de l'électrode vers le bain de fusion dépend de l'intensité du courant, du voltage et de la composition du gaz de protection. Lorsque l'intensité augmente, la forme du transfert change brutalement en un brouillard de fines gouttes qui sont envoyées à travers la longueur de l'arc par des forces électromagnétiques. Ce transfert est appelé « transfert par pulvérisation » et il autorise la réalisation du soudage en position opposée à la gravité. Si on change le gaz de protection par du dioxyde de carbone (en supposant que l'on ait des électrodes en acier), le transfert se fait en gouttes plus grosses et moins bien dirigées. On peut, cependant, renverser la situation en utilisant un mélange de gaz inerte et de dioxyde de carbone.

Quand on utilise des électrodes en acier, la réduction du voltage de l'arc et son intensité (en réduisant l'alimentation en fil-électrode), donne lieu à une forme de transfert connu sous le nom de transfert par « grosses gouttes » ou « transfert par courts-circuits ». Dans ce mode de transfert, le métal est fondu directement dans le bain, sans passer librement à travers la longueur de l'arc. Pour des voltages légèrement plus élevés, le transfert se fait à travers la longueur de l'arc, mais est constitué de gouttes plus grosses qui n'ont pas le caractère



directionnel prononcé du transfert par pulvérisation. Le changement gouttes-brouillard est moins marqué avec l'acier qu'avec certains autres métaux.

Pour un soudage « en position », c'est-à-dire vertical et au plafond (voir fig. 32), l'intensité doit être maintenue en dessous de 180 A (de telle sorte que le soudage se fasse en mode « grosses gouttes ») et les vitesses de soudage sont comparables à celles du procédé manuel. La durée totale de réalisation d’un joint et donc la productivité sont meilleures (dans la mesure où il n'y a pas à enlever de laitier ni à changer d'électrode). En position à plat, on peut utiliser des intensités jusqu'à 400 A (« transfert par pulvérisation ») pour obtenir des vitesses de soudage élevées. Le soudage MAG convient particulièrement pour des joints de cordons d'angles courants (assemblages poutre - poteau et raidisseur - plat par exemple). Il n'est pas facile à utiliser sur chantier en raison des problèmes liés au déplacement de l'équipement et du besoin de fournir des écrans pour éviter de perdre du gaz de protection en raison des courants d'air.

Choix du procédé Quand on veut choisir un procédé de soudage, il est nécessaire de prendre en compte un

certain nombre de facteurs :

- L'épaisseur du matériau à souder ; - L'endroit où la soudure doit être faite. Les procédés sous flux en poudre et MAG

conviennent mieux à l'environnement protégé de l'atelier de fabrication. Le procédé manuel peut, plus facilement, être utilisé sur chantier ;

- La précision de l'accostage et les possibilités de mauvais alignement. Les procédés sous flux en poudre et MAG avec transfert par pulvérisation requièrent une bonne présentation des pièces ; ils sont particulièrement sensibles à la variation de l'écartement à la racine et/ou aux dimensions de la surface de la racine ;

- L'accès au joint. Il est nécessaire de s'assurer qu'à la fois l'équipement de soudage et la torche ou la tête de soudage peuvent être positionnés correctement ;

- La position de soudage. Les procédés sous flux en poudre et MAG avec « transfert par pulvérisation » ne conviennent pas pour du soudage vertical ou en position plafond. Le procédé MAG avec « transfert par grosses gouttes » est acceptable pour du soudage vertical ou en position plafond, mais le procédé manuel est probablement le meilleur pour des travaux en position plafond, en particulier sur site ;

- La composition de l'acier. Les aciers ayant une faible valeur d'équivalent carbone sont plus volontiers soudables et nécessitent des niveaux de préchauffage plus faibles ;

- Le coût comparé. On peut calculer le prix par unité de longueur de soudure mais il dépend du coefficient de fusion du procédé et on doit considérer les différences dans les cycles de travail (temps inoccupé entre les électrodes pour le procédé manuel).

1.2.3 - Structure et propriétés des soudures

Le métal fondu solidifié possède une structure de matériau moulé et des propriétés propres aux aciers coulés, c'est-à-dire un rapport de la limite d’élasticité à la résistance ultime plus grand que celui de l'acier de structure. Le métal fondu est un mélange de métal de base et d'acier provenant de l'électrode. Pour l'acier de structure, la composition de l'électrode est choisie généralement de telle sorte que le métal fondu qui en résulte soit plus résistant que les éléments à assembler. Éventuellement, des conditions particulières peuvent passer outre ce



choix. Par exemple, quand on veut souder de l'acier inoxydable et de l'acier au carbone - manganèse, on utilise une électrode en acier hautement allié afin d'éviter les fissures dans le métal fondu.

Quand le bain de fusion se refroidit et se solidifie, la plus grande partie de la chaleur s'écoule à travers le métal de base le long du joint. L'acier est alors soumis à des cycles d'élévation de température et de refroidissement analogues à ceux conférés par un traitement thermique. Dans cette zone, la structure de l'acier est modifiée. Cet effet doit être pris en compte dans la conception, en termes de résilience.

Le contrôle de la ZAT se fait par :

- la composition de l'acier (équivalent carbone), - la vitesse de refroidissement qui elle-même dépend :

1. de l'énergie de l'arc, c'est-à-dire l'énergie linéaire de soudage sur le joint, 2. du type de joint, 3. de l'épaisseur de l'acier, 4. de la température du plat ou du profilé avant le soudage, par exemple le

préchauffage. En plus de son effet sur la vitesse de refroidissement, on utilise le préchauffage pour :

- Disperser l'hydrogène du bain de fusion et de la ZAT. La présence d'hydrogène dans la ZAT augmente le risque de fissure s'il y a trempe. L'hydrogène provient principalement du flux. Une électrode appropriée, stockée correctement, peut réduire le risque d'absorption de l'hydrogène.

- Enlever l'humidité de surface dans des conditions d'hygrométrie élevée ou sur le chantier.

- Amener l'acier à des conditions ambiantes normales (20°C).

1.3 - Phénomènes mécaniques et thermiques associés au soudage Le soudage étant associé à la fusion de l’acier puis à son refroidissement, il

s’accompagne nécessairement de phénomènes mécaniques (développement de retrait et introduction de contraintes résiduelles dans les pièces). Un risque de trempe est également présent.

1.3.1 - Le retrait thermique

Pendant son refroidissement, le métal chaud de la zone de soudage se contracte, conduisant au développement de retrait dans le joint. La contraction étant gênée par le métal froid qui entoure le joint, les contraintes qui se développent, supérieures à la limite d’élasticité, créent des déformations plastiques. Ceci peut amener une déformation ou même une instabilité locale.

Trois types de retrait sont présents : le retrait longitudinal, le retrait transversal et le retrait dans l’épaisseur (fig. 38).



Épaisseur

Longitudinal

Longitudinal

Épaisseur

Transversal

Transversal

Figure 38 – Retraits présents dans un cordon de soudure

Retrait longitudinal Le retrait longitudinal peut conduire à une flexion des pièces. La figure 39 illustre le

retrait longitudinal dans le cas du soudage d’un plat de renfort par exemple.

Avant Après

Figure 39 – Effets du retrait longitudinal

Retrait transversal Le retrait transversal (fig. 40) provoque des déformations angulaires. Pour limiter ses

effets, il convient de choisir judicieusement l’ordre des opérations de soudage ainsi que la dimension des cordons.

Figure 40 – Effets du retrait transversal

Retrait dans l’épaisseur Ce retrait est négligeable devant le retrait longitudinal et le retrait transversal.

Combinaison des types de retrait La figure 41 représente les effets des retraits longitudinal et transversal combinés dans

le cas d’un profilé reconstitué par soudage de deux semelles sur une âme. Le retrait longitudinal est responsable du défaut de rectitude de la poutre alors que le retrait transversal provoque la courbure des semelles dans le sens transversal.



Figure 41 – Effets du retrait longitudinal et du retrait transversal combinés

Les déformations de retrait peuvent être considérablement réduites par le choix d’une préparation des bords et d’un mode opératoire de soudages adéquats.

1.3.2 - Présence de contraintes résiduelles

Quand la déformation plastique cesse, le joint est soumis à une diagramme de contraintes résiduelles avec de la traction dans le métal fondu et dans la ZAT et de la compression dans l'acier tout autour (fig. 42).

Traction Compression

Figure 42 – Contraintes résiduelles dues au soudage

1.3.3. - Risque de trempe

La trempe d'un acier se développe lors de son refroidissement brusque à partir d’une température supérieure à 900°C. Elle a pour conséquence de « figer » la structure cristalline du métal qui possède alors une dureté plus grande mais une plus grande fragilité.

Dans le cas d’une opération de soudage, la température du cordon en fusion peut atteindre 1300 °C alors que le métal de base reste à température ambiante. L'acier ayant un fort coefficient de conduction thermique, il possède une grande capacité à absorber la chaleur et à permettre ainsi un refroidissement très rapide du métal de base. Les conditions de trempe sont alors réunies. Le cordon, mais aussi la ZAT sont susceptibles de subir la trempe.

La trempe du joint est très préjudiciable car la zone soudée devient fragile. Sachant qu’une rupture fragile est toujours plus dangereuse qu'une rupture ductile, il convient donc d’éviter que ce phénomène ne se produise. Pour supprimer le risque de trempe, trois techniques existent :

- Le préchauffage : il consiste à chauffer le métal de base à une température d’environ 80°C avant soudage de manière à ce qu'il y ait équilibre entre la quantité de chaleur du



cordon et celle contenue dans le métal de base favorisant ainsi un refroidissement beaucoup plus lent du joint soudé.

- Le post-chauffage : la quantité de chaleur perdue par le cordon est partiellement restituée par un chauffage immédiat après soudage afin de limiter la vitesse de refroidissement.

- La haute intensité électrique de soudage : une haute intensité électrique conduit à obtenir une grande quantité de chaleur dans le cordon et dans le métal de base, laquelle mettra plus de temps à être évacuée.

2 - TYPES DE SOUDURES

Dans la construction soudée de bâtiments, 80 % environ des soudures sont des soudures d'angle et 15 % des soudures bout à bout. Les 5 % restants sont des soudures en bouchon, en entaille et par points.

2.1 - Soudures bout à bout Pour les soudures bout à bout, une distinction est faite entre :

- la soudure bout à bout à pleine pénétration pour laquelle la pénétration et la fusion de la soudure et du métal de base sont complètes sur l'épaisseur de l'assemblage.

- la soudure bout à bout à pénétration partielle pour laquelle la pénétration de la soudure ne s'étend pas à l'épaisseur totale de l'assemblage.

Une soudure bout à bout est réalisée sur l'épaisseur des plats aboutés dans un assemblage bout-à-bout ou en T. En règle générale, les bords des plats doivent être préparés avant soudage (fig. 43). Dans certains cas, lorsque l'épaisseur des plats est inférieure à 5 mm, on peut se dispenser de cette préparation.

Avec chanfrein en V (t = 6 à 12 mm)

Soudure bout à bout en U (t = 10 à 25 mm)

Soudure bout à bout en K (t = 20 à 35 mm)

Soudure bout à bout en X (t = 12 à 40 mm)

Figure 43 – Préparation des plats pour soudures bout à bout à pleine pénétration

2.2 - Soudures d'angle Une soudure d'angle est une soudure dont la section transversale est approximativement

triangulaire et qui est déposée à la surface des plats assemblés. Aucune préparation des bords



n'est requise. Les soudures d'angle sont donc généralement moins onéreuses que les soudures bout à bout.

Selon la position relative des pièces à assembler, trois types de dispositions des soudures d'angle peuvent être envisagés (fig. 44) :

- assemblage à recouvrement dans lequel les pièces à souder se trouvent dans des plans parallèles,

- assemblage cruciforme ou en T dans lequel les pièces à souder sont plus ou moins perpendiculaires l'une par rapport à l'autre,

- assemblage d'angle dans lequel les pièces sont plus ou moins perpendiculaires l'une par rapport à l'autre. Afin d'améliorer la résistance et la rigidité de l'assemblage, des soudures bout à bout sont généralement préférées.

sans chanfrein

avec chanfrein

oblique sans chanfrein

oblique avec chanfrein

joint à clin

sans chanfrein

joint d’angle avec un chanfrein

joint d’angle avec deux chanfreins

Figure 44 – Soudures d’angle

Les soudures d'angle qui peuvent être déposées en un seul passage sont particulièrement économiques. En atelier, cela signifie que la soudure ne doit pas excéder 8 mm. Sur chantier, cette valeur doit être réduite, par exemple à 6 mm.



2.3 - Soudures en bouchon et en entaille Les soudures en entaille et en bouchon (fig. 45) sont rarement utilisées dans les

structures de bâtiment. Elles ont pour fonction principale d'empêcher le voilement ou la séparation des plats qui se recouvrent.

Soudure en entaille

Soudure en bouchon

Figure 45 – Soudure en bouchon et soudures en entaille

2.4 - Soudures par points Les soudures par points sont rarement utilisées dans les structures de bâtiment sauf pour

assembler des éléments minces.

Les pièces à assembler sont mises en contact par l'intermédiaire de deux électrodes. Un courant qui passe au travers des électrodes fait fondre localement les pièces ce qui, grâce à la pression de contact entre les plats, crée un point de fusion commun aux pièces assemblées. Un ensemble aligné de points de fusion finit par constituer un assemblage.

3 - CALCUL DES CORDONS DE SOUDURE

3.1 - Calcul des soudures bout à bout Si la procédure de soudage est correctement suivie, le métal d'apport des soudures bout

à bout peut être assimilé au métal de base. Pour la détermination de la résistance de l'assemblage, le calcul est donc fondé sur l'aire de la section de gorge, c'est-à-dire de la zone de pénétration. En fonction de la pénétration, deux types de soudures bout à bout sont définies : soudures à pénétration complète ou partielle.

3.1.1 - Soudures bout à bout à pénétration complète

Dans le cas d'une soudure bout à bout à pénétration complète, aucun calcul n'est nécessaire dans la mesure où la résistance du métal d'apport est au moins équivalente à celle du matériau de base de l'élément assemblé le plus faible et le rayon de gorge est égal à l'épaisseur du plat. On peut simplement considérer que la soudure bout à bout se substitue au matériau de base.



3.1.2 - Soudures bout à bout à pénétration partielle

Dans le cas d'une soudure bout à bout à pénétration partielle, la dimension de gorge à considérer est la profondeur de pénétration, légèrement réduite. Selon l'Eurocode 3, la dimension de gorge doit être prise égale à la profondeur de pénétration minorée de 2 mm ; dans cette définition, la profondeur de pénétration s'identifie à la profondeur du chanfrein. Si, par contre, des essais appropriés ont été réalisés, la dimension de gorge peut être choisie égale à la profondeur du chanfrein.

Un assemblage en T réalisé à l'aide d'une soudure bout à bout à pénétration partielle, à laquelle viennent se superposer des soudures d'angle, peut être considéré au même titre qu'une soudure bout à bout à pénétration complète si la dimension totale de gorge est supérieure à l'épaisseur du matériau à assembler et si l'écartement entre les soudures satisfait certaines conditions.

3.1.3 - Distribution de contraintes dans les soudures bout à bout

Comme cela a été mentionné précédemment, on suppose, pour le calcul des soudures, que la distribution des contraintes est uniforme sur leur longueur. A l'état ultime, la redistribution plastique des contraintes rend cette hypothèse plus ou moins réaliste. Dans le domaine élastique (cas du calcul en fatigue), les contraintes ne sont pas uniformément distribuées, en particulier lorsque la limite d'élasticité du métal d'apport est nettement supérieure à celle du métal de base.

Considérons, une barre soumise à un effort de traction. La barre s'allonge et, en raison de l'effet du coefficient de Poisson, sa dimension transversale initiale diminue. La contraction latérale est uniforme si la barre est homogène mais aux abords de la ligne de soudure, dont la limite d'élasticité est différente, la contraction latérale est moindre que dans le métal de base. Cet effet est la cause d'une distribution variable de contraintes le long de la soudure dans laquelle la contrainte de traction au centre est supérieure à la contrainte moyenne.

Pour l'ingénieur, une règle de bonne pratique est d'éviter les concentrations importantes de contraintes qui apparaissent aux angles vifs rentrants des assemblages entre pièces de sections transversales différentes. Éviter ces concentrations de contraintes est d'une importance toute particulière si l'assemblage est soumis à fatigue. Afin de réduire les concentrations de contraintes, la transition douce d'une section à une autre est recommandée.

3.2 - Calcul des cordons d’angle

3.2.1 - Types de cordons d’angle selon la direction de l’effort

C’est la direction de l’effort à transmettre qui permet de distinguer le type de cordon à retenir pour le calcul (fig. 46). Les cordons frontaux sont perpendiculaires à la direction de l’effort, les cordons latéraux sont parallèles et les cordons obliques sont orientés d’un angle quelconque.



Cordon frontal

Cordons latéraux

Cordon oblique Figure 46 – Types de cordons d’angle selon la direction de l’effort

3.2.2 - Longueur efficace d’une soudure d’angle

La longueur efficace d’une soudure d’angle est la longueur sur laquelle la soudure possède sa pleine épaisseur. Cela peut être pris comme la longueur totale de la soudure réduite de deux fois la gorge utile a. Sous réserve que la soudure possède sa pleine épaisseur sur toute sa longueur, y compris ses extrémités, il n’est pas nécessaire d’opérer une réduction de la longueur efficace pour le début ou pour la fin de la soudure.

Pour supporter un effort, il convient de ne pas prévoir de soudure d’angle d’une longueur efficace inférieure à 30 mm ou inférieure à 6 fois son épaisseur de gorge, en prenant la plus grande de ces deux valeurs.

3.2.3 - Gorge utile

La gorge utile, a, d’une soudure d’angle, est prise égale à la hauteur du plus grand triangle (à côtés égaux ou inégaux) pouvant s’inscrire à l’intérieur des faces à souder et de la surface de la soudure mesurée perpendiculairement au côté extérieur de ce triangle.

La dimension de gorge, a, représente la distance minimale de la racine à la face de la soudure, sans prise en compte de la zone convexe. La figure 47 définit la dimension de gorge pour une soudure bout à bout et une soudure d'angle.

a

a a a a

Figure 47– Gorge d’un cordon de soudure



La gorge utile d’une soudure d’angle ne doit pas être inférieure à 3 mm. L’abaque de la figure 48 permet de choisir une épaisseur de cordon en fonction de l’épaisseur des tôles à assembler

3

Gorge minimale du cordon (mm)

Epaisseur de la tôle la plus mince (mm)

Cordon maximal

Cordon minimal

Gorge maximale du cordon

Cas de tôles d'épaisseur égale

Choisir une dimension de cordon comprise dans la fourchette des dimensions de cordon admissibles.

Cas de tôles d'épaisseurs inégales

Déterminer, pour chaque tôle, la fourchette des dimensions de cordon admissibles. Choisir, si elle existe, la dimension de cordon à réaliser dans la partie commune aux deux intervalles.

4 5,5 7 8 10 12 14 16 18 20 22 24 26 28 30 32 36 38 34

3

4

6

8

10

12

14

4 6

8 10

12 14

16 18

20 22

2426

2830

3234

36 38

40 42

44 46

48 50

Figure 48 – Choix de la gorge en fonction des pièces assemblées

3.2.4 - Résistance d’un cordon d’angle

Le calcul des soudures d'angle dépend des caractéristiques mécaniques et géométriques sous réserve que les propriétés mécaniques du métal d'apport soient compatibles avec celles du matériau de base.

La section résistante à considérer est représentée à la figure 49. L'aire de la section de gorge s'exprime comme étant le produit de la dimension de gorge par la longueur utile de la soudure. En règle générale, la longueur utile de la soudure est égale à la longueur totale du cordon d'angle tout entier, y compris les retours d'extrémités, si la soudure est continue. Pour les soudures longues et les soudures interrompues, la longueur utile peut être réduite.



La

⊥σ⊥τ

IIτ

IIσSection de gorge

Figure 49 – Contraintes dans un cordon soudure

Les soudures d'angle nécessaires à la transmission des efforts possèdent normalement un rayon de gorge d'au moins 4 mm. Les soudures dont la longueur utile est inférieure à la plus grande des deux valeurs suivantes, 40 mm ou 6 fois l'épaisseur de gorge, devraient être ignorées pour la reprise des efforts.

État de contraintes L’état de contraintes qui réside dans le plan de gorge s’exprime en fonction des

contraintes normale σ et tangente τ qui peuvent se décomposer respectivement en ( ⊥σ ;

//σ ) et ( ⊥τ ; //τ ). Ces différentes contraintes sont représentées à la figure 49.

Méthode précise (ou méthode directionnelle) La charge qui agit sur le cordon d'angle est décomposée en efforts parallèle et

perpendiculaire à l'axe longitudinal de la soudure qui conduisent à des contraintes normales et transversales à la section de gorge. Les contraintes correspondantes (fig. 50) peuvent être calculées selon les relations suivantes :

La

F = ⊥

⊥σσ Contrainte normale perpendiculaire à la gorge,

La

F = ⊥

⊥ττ Contrainte tangente (dans le plan de gorge) perpendiculaire à l’axe de

la soudure,

La

F = //

//τ

τ Contrainte tangente (dans le plan de gorge) parallèle à l’axe de la

soudure.

//σ Contrainte normale parallèle à l’axe de la soudure.



2F

F

Fσ⊥

Fτ⊥

F

Fσ⊥

Fτ⊥

Figure 50 – Cordons d’angle

La contrainte normale //σ n'est pas prise en considération car la section transversale de la soudure est très petite et possède une résistance négligeable comparativement à la résistance de la section de gorge soumise à la contrainte de cisaillement //τ .

L'application du critère de von Misès 22 3τσσ +=eq fournit la valeur de la

contrainte équivalente eqσ dans la section de gorge de la soudure :

( )2//

22 3 ττσσ ++= ⊥⊥eq

La soudure d'angle est adéquate si les conditions suivantes sont satisfaites :

2Mw

ueq

fγβ

≤σ

et : 2

9,0M

ufγ

σ ≤⊥

où : uf est la résistance nominale ultime à la traction de la plus faible des pièces assemblées

2Mγ est le coefficient partiel,

wβ est un facteur de corrélation fonction de la nuance de l’acier utilisée (tableau 12).



Tableau 12 – Caractéristiques pour le calcul de la résistance d'une soudure d'angle au cisaillement

Nuance d'acier Résistance ultime en traction uf (MPa)

Facteur de corrélation wβ

S 235 360 0,8

S 275 430 0,85

S 355 510 0,9

S 460 550 1,0

Ceci peut se décliner de la manière suivante pour les cordons frontaux et les cordons latéraux :

Cordons frontaux

Les différentes contraintes s’écrivent :

2LaF

La

F = =σ ⊥σ

⊥ ; 2La

F

La

F = ⊥⊥ ττ

⊥ =τ et 0=ττ

La

F = //

//

Introduites dans l’expression du critère de von Misès, nous obtenons :

( )22

2

22

2eq

L2aF

L2aF 33 2

//22 +=τ+τ+σ=σ ⊥⊥

aLF

L2a4F

22

2eq

2==σ , d’où encore :

2Mw

ueq

fγβ

≤σ , soit : 22 Mw

ufaLF

γβ≤

Cordons latéraux

Les différentes contraintes s’écrivent :

0La

F = =σ ⊥σ

⊥ ; 0=τ ⊥τ⊥ La

F = et

LaF

La

F = //

// =ττ

Introduites dans l’expression du critère de von Misès, nous obtenons :

( )22

2eq

LaF33 2

//22 =τ+τ+σ=σ ⊥⊥

aLF

La3F

22

2eq

3==σ , d’où encore :

2Mw

ueq

fγβ

≤σ , soit : 23 Mw

ufaLF

γβ≤



Méthode simplifiée (ou méthode de la contrainte moyenne) L'Eurocode 3 fournit également une expression simplifiée de vérification qui ne requiert

pas la décomposition des efforts agissant sur la soudure. La formule est fondée sur la méthode dite de la contrainte moyenne qui assimile la résistance de soudure à la résistance en cisaillement et ce, indépendamment de la direction de l'effort appliqué. Comme la résistance la plus faible de la soudure est obtenue en cisaillement pur, la méthode de la contrainte moyenne se révèle toujours sécuritaire.

Les soudures d'angle doivent satisfaire :

afFF dvwRdwEdw ... =≤

où : EdwF . est la valeur de calcul de l’effort exercé dans la soudure par unité de longueur,

RdwF . est la résistance de calcul de la soudure par unité de longueur,

dvwf . est la résistance de calcul en cisaillement de la soudure qui se

détermine selon l’expression : 2

. 3 Mw

udvw

ff

γβ=

2Mγ est le coefficient partiel,

Cordons obliques Une soudure d'angle peut aussi être soumise à un chargement oblique. La figure 51

illustre quelques situations dans lesquelles les soudures sont soumises à ce type de chargement.

θ θ

θ

Figure 51 – Exemples de cordons obliques

Si l'on se réfère à la méthode simplifiée, le dimensionnement des soudures soumises à chargement oblique s'avère très aisé puisque aucune différence n’est faite selon l’orientation de la soudure.



L'utilisation de la méthode directionnelle conduit à la procédure de dimensionnement suivante :

- La charge est décomposée en composantes parallèles et perpendiculaires à l'axe longitudinal de la soudure ainsi que normales et perpendiculaires à la section de gorge,

- Les composantes de contraintes, ⊥σ , ⊥τ et //τ qui correspondent aux composantes de chargement sont évaluées,

- Les valeurs des composantes de contraintes sont introduites dans la formule de de la contrainte équivalente eqσ :

( )2

2//

22 3Mw

ueq

fγβ

ττσσ ≤++= ⊥⊥

Soudures longues La figure 52 illustre la distribution des contraintes dans les soudures longues

d'assemblage à recouvrement. La distribution est analogue à celle observée dans les joints rivetés ou boulonnés d'une certaine longueur.

P

P

P

P

Figure 52 – Distribution des contraintes dans une soudure longue

Des contraintes importantes apparaissent aux extrémités de l'assemblage. A l'état ultime, juste avant la ruine, la déformation plastique aux abords des extrémités contribue à l'uniformisation des contraintes dans les soudures. Malgré cela, si l'assemblage est long, la distribution des contraintes n'est jamais parfaitement uniforme.

L'Eurocode 3 précise que la résistance de calcul d'une soudure longue d'un assemblage à recouvrement doit être réduite par un facteur Lwβ qui traduit les effets de la distribution non uniforme des contraintes. Si l'assemblage à recouvrement est plus long que 150 a :

1150

2,02,1 ≤−=

aL j

Lwβ

où : jL est la longueur totale du recouvrement dans le sens de la transmission des efforts.



3.3 - Calcul des soudures en entaille et en bouchon La résistance des soudures en entaille et en bouchon est calculée par la méthode de la contrainte moyenne. Lors du calcul, l'aire utile de la soudure en entaille ou en bouchon est prise égale à l'aire de l'entaille ou du trou.



BIBLIOGRAPHIE

Ouvrages

[1] BOURRIER P. et BROZZETTI J. – Construction métallique et mixte acier-béton. Tome 1 : Calcul et dimensionnement selon les EUROCODES 3 et 4. 553 p. Ouvrage APK. Éditions Eyrolles 1996.

[2] HIRT M. et BEZ R. – Construction métallique. Notions fondamentales et méthodes de dimensionnement. Traité de Génie Civil de l'École Polytechnique Fédérale de Lausanne. Volume 10. 498 p. Presses Polytechniques et Universitaires Romandes. Lausanne 1994.

[3] HIRT M. et CRISINEL M. – Charpentes métalliques. Conception et dimensionnement des halles de bâtiments. Traité de Génie Civil de l'École Polytechnique Fédérale de Lausanne. Volume 11. 715 p. Presses Polytechniques et Universitaires Romandes. Lausanne 2001.

[4] MAITRE P. – Formulaire de la construction métallique. Collection Mémento Technique, Groupe Moniteur, 2ème édition, 2001.

[5] APK – Programme ESDEP - European Steel Design Education Programme. CD-ROM, Cahiers de l’APK, livraison n°23, OTUA, 2000.

Revues

[9] GREFF E. – Boulons non précontraints et précontraints dans le bâtiment. Revue Construction Métallique, n°4, 1999, pp. 97-116.

[10] RYAN I. et BUREAU A. – Résistance des assemblages soudés par cordons d'angle. Analyse élastique. Revue Construction Métallique, n°4, 1999, pp. 79-96.

[11] DRÉAN M., HABRAKEN A.M., BOUCHAIR A. et MUZEAU J.P. – Modélisation de la mise en œuvre des boulons sertis précontraints. Revue Construction Métallique, n°4, 1999, pp. 21-34.

[12] PESCATORE J.P. – Documents normatifs et recommandations en construction métallique de bâtiments. Revue Construction Métallique, n°1, 2004 (cet article est réactualisé dans tous les n°1 de chaque année).



[13] CTICM et SCMF – Recommandations pour le choix et les conditions d'utilisation des boulons précontraints et non précontraints. Revue Construction Métallique, n°4, 1997.

CENTRE UNIVERSITAIRE DES SCIENCES ET TECHNIQUES

DÉPARTEMENT GENIE CIVIL

UNIVERSITE BLAISE PASCAL - CLERMONT-FERRAND 2

Jean-Pierre MUZEAU Novembre 2010

CONSTRUCTION METALLIQUE

EXEMPLES D’ASSEMBLAGES