EP2356292A1 - Procede de realisation d'une piece en beton arme et piece ainsi realisee - Google Patents

Procede de realisation d'une piece en beton arme et piece ainsi realisee

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EP2356292A1
EP2356292A1 EP09801519A EP09801519A EP2356292A1 EP 2356292 A1 EP2356292 A1 EP 2356292A1 EP 09801519 A EP09801519 A EP 09801519A EP 09801519 A EP09801519 A EP 09801519A EP 2356292 A1 EP2356292 A1 EP 2356292A1
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EP
European Patent Office
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bar
concrete
crack
increase
zones
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EP09801519A
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German (de)
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EP2356292B1 (fr
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Marcel Matiere
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Societe Civile de Brevets Matiere
Original Assignee
Societe Civile de Brevets Matiere
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Publication date
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Application granted granted Critical
Publication of EP2356292B1 publication Critical patent/EP2356292B1/fr
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Classifications

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    • E04—BUILDING
    • E04B—GENERAL BUILDING CONSTRUCTIONS; WALLS, e.g. PARTITIONS; ROOFS; FLOORS; CEILINGS; INSULATION OR OTHER PROTECTION OF BUILDINGS
    • E04B1/00—Constructions in general; Structures which are not restricted either to walls, e.g. partitions, or floors or ceilings or roofs
    • E04B1/18—Structures comprising elongated load-supporting parts, e.g. columns, girders, skeletons
    • E04B1/20—Structures comprising elongated load-supporting parts, e.g. columns, girders, skeletons the supporting parts consisting of concrete, e.g. reinforced concrete, or other stonelike material
    • E04B1/22—Structures comprising elongated load-supporting parts, e.g. columns, girders, skeletons the supporting parts consisting of concrete, e.g. reinforced concrete, or other stonelike material with parts being prestressed
    • E—FIXED CONSTRUCTIONS
    • E04—BUILDING
    • E04C—STRUCTURAL ELEMENTS; BUILDING MATERIALS
    • E04C5/00—Reinforcing elements, e.g. for concrete; Auxiliary elements therefor
    • E04C5/01—Reinforcing elements of metal, e.g. with non-structural coatings
    • E04C5/02—Reinforcing elements of metal, e.g. with non-structural coatings of low bending resistance
    • E04C5/03—Reinforcing elements of metal, e.g. with non-structural coatings of low bending resistance with indentations, projections, ribs, or the like, for augmenting the adherence to the concrete
    • E—FIXED CONSTRUCTIONS
    • E04—BUILDING
    • E04C—STRUCTURAL ELEMENTS; BUILDING MATERIALS
    • E04C5/00—Reinforcing elements, e.g. for concrete; Auxiliary elements therefor
    • E04C5/01—Reinforcing elements of metal, e.g. with non-structural coatings
    • E04C5/06—Reinforcing elements of metal, e.g. with non-structural coatings of high bending resistance, i.e. of essentially three-dimensional extent, e.g. lattice girders
    • E04C5/0604—Prismatic or cylindrical reinforcement cages composed of longitudinal bars and open or closed stirrup rods
    • Y—GENERAL TAGGING OF NEW TECHNOLOGICAL DEVELOPMENTS; GENERAL TAGGING OF CROSS-SECTIONAL TECHNOLOGIES SPANNING OVER SEVERAL SECTIONS OF THE IPC; TECHNICAL SUBJECTS COVERED BY FORMER USPC CROSS-REFERENCE ART COLLECTIONS [XRACs] AND DIGESTS
    • Y10—TECHNICAL SUBJECTS COVERED BY FORMER USPC
    • Y10T—TECHNICAL SUBJECTS COVERED BY FORMER US CLASSIFICATION
    • Y10T428/00—Stock material or miscellaneous articles
    • Y10T428/249921—Web or sheet containing structurally defined element or component
    • Y10T428/249923—Including interlaminar mechanical fastener

Definitions

  • the subject of the invention is a method for producing a reinforced concrete part and also covers the reinforcements used for this purpose and the concrete parts thus produced.
  • the invention particularly relates to the production of beams, slabs or floors subjected to bending forces but can also be applied to other pieces of reinforced concrete, for example thin shells or sails of various shapes.
  • the invention applies especially but not limited to the construction of structures that can undergo earthquakes or accidental actions.
  • the reinforced concrete industry has grown significantly in the 20 th century but this technique while undergoing very extensive scientific studies, has changed little.
  • reinforced concrete results, as we know, from the combination of two materials with different properties, concrete which is essentially resistant to compressive forces and a reinforcement cage embedded in concrete and made of metal bars which resist pulling forces, at least if these are oriented in the direction of the rebar.
  • the prestressed concrete invented by Freyssinet, is based on the same principles of operation by simply giving the armature under tension, a prestressing role of the part in the opposite direction of the tensile forces due to the load, which allows increase the resistance to bending forces.
  • a reinforced concrete part on which a load is applied comprises, on either side of a neutral line, a compressed part and a part stretched under tensile stresses under the effect of the load and therefore tends to elongate.
  • the reinforcement cage usually comprises two layers of longitudinal bars extending respectively in the compressed part and in the tensioned part and connected by a transverse reinforcement frame consisting of stirrups making it possible, on the one hand, to resist the forces cutting edges and / or vacuum thrusts and, secondly, to join together the two sheets so as to form a cage that can be made in advance and then introduced into the formwork.
  • the reinforcement cage When the part extends over a certain width, for example a slab, the reinforcement cage comprises several longitudinal sections connected by transverse reinforcement distribution.
  • the reinforcing bars are secured to the concrete by a binding bond determining, along each longitudinal bar, a tangential stress of adhesion which varies as a function of the tensile stresses applied.
  • the assembly thus forms a composite part having a stretched part in which the concrete and the reinforcement bars, joined by adhesion, elongate together until a limit value at which the tensile stresses exceed the tensile tensile stress of the concrete, resulting in the appearance of at least one crack in a part of the part, with an increase in stress and therefore elongation of the rebar on which the concrete discharges from the appearance of the crack.
  • Figure 2 is a moment-arrow diagram indicating, on the abscissa, the elongation of the stretched part resulting from the deformation of the part under the effect of the bending moment indicated on the ordinate.
  • Figure 2 is a moment-arrow diagram indicating, on the abscissa, the elongation of the stretched part resulting from the deformation of the part under the effect of the bending moment indicated on the ordinate.
  • the part OA corresponds to the linear elastic behavior of the composite part with a simultaneous elongation of the concrete and the reinforcement.
  • Part AB corresponds to the establishment of cracking with an instantaneous increase in the deflection corresponding to the elongation of the stretched part with the steel-concrete adhesion being put into play. From point B, the tensile stresses are absorbed by the steels which are progressively loaded, over the BC range, up to their elastic limit, the mechanism of the adhesion leading to a relative sliding of the two materials , with a progressive increase of the deflection to the point C from which the steel reaches its elastic limit, with a progressive lamination of the two materials.
  • Bonding is a phenomenon of chemical adhesion between steel and concrete.
  • the phenomenon of friction which occurs after detachment of the bar, is due to the fact that an increase in the tensile force causes the appearance of cracks inclined relative to the axis of the bar and forming, in the concrete, trunks of cones that get stuck on the frame by working like ratchets or some kind of connecting rods.
  • the high-adhesion bars are thus provided, along their entire length, locking locks arranged obliquely to the longitudinal direction of the bar, so as to achieve a continuous blocking along the entire length thereof.
  • the reinforcements may, for example, be twisted cold, or provided with oblique impressions made by cold rolling on the outer face of the bar.
  • FIG. 3 is a so-called Tassios diagram representing the evolution of the tangential stress of adhesion ⁇ as a function of the slip local S of the bar relative to the concrete that enrobe.
  • the frame elongates slightly with the concrete which is still in its range of elastic behavior.
  • the adhesion is then in a phase of resistance to the detachment of the reinforcement whose tendency to elongation is greater than that of the concrete which coats it.
  • the tangential stress of adhesion ⁇ A at point A corresponds to the tensile tensile stress of concrete, from which, as indicated above, transverse microcracks appear.
  • the smooth rebar behaves in the same way as the high-adhesion bars up to the point B from which the stop action of the locking notches comes into play. From the corresponding point B, for the smooth bars, at the steel-concrete bond failure, the tangential stress of adhesion decreases rapidly and the sliding increases, as shown by the part BE shown in dashed lines in FIG. In general, the cracking that occurs when the tensile strength of the concrete has been locally exceeded, occurs in the most stressed parts of the room.
  • the object of the invention is to solve such problems by means of a new technique for producing reinforced concrete parts.
  • the invention therefore relates generally to a method for producing a reinforced concrete part comprising, on either side of a neutral line, a compressed part and a tensioned part subjected to tensile stresses. and having a tendency to elongate under the effect of the load supported by the workpiece, and in which is embedded a reinforcement cage comprising, in the stretched portion, at least one stretched longitudinal bar secured to the concrete by a connection d determining adhesion, along said bar, a tangential stress of adhesion varying according to the tensile stresses applied, respectively on the bar and on the concrete of coating, an increase of the tensile stress in the concrete above a limit value resulting in the opening of at least one crack with a transfer of the tensile stress on the bar and a corresponding elongation thereof, in which process, at least in the portion When subjected to the workpiece, said tensioned bar is provided with a plurality of spaced anchoring means forming abutments bearing on the coating concrete.
  • the means for anchoring the bar are distributed in a discontinuous series of spaced locking zones each comprising a plurality of means anchors (23) and separated from each other by sliding zones without anchoring means, in each of which a local increase in the traction differential between the bar and the concrete above a limit value, causes a detachment of the bar relative to the concrete which coats it, over at least a part of the length of said sliding zone between two blocking zones, said unhooked part being able to elongate without any disorder in the coating concrete under the effect of the tensile stresses applied to the tensioned bar.
  • the part has, in the concrete, randomly distributed zones of weakness, at which an increase in the tensile stresses applied above the tensile strength of the concrete causes, in the most stressed part of the part, the appearance of at least one crack localized at least in line with one of said weak areas, the opening of said crack determining, at this level, the cancellation of the stress of traction in the concrete and a local correlative increase of the tensile force applied to the reinforcing bar, with a corresponding increase in the tendency to elongation thereof under the effect of the constraints applied.
  • the local increase of the tractive force on the bar, at a crack determines a stall of the bar relative to the concrete, at least in the zone of sliding closest to said crack and over a length such that the stall force of the bar relative to the concrete at least partially offsets the traction differential between the two materials when this differential causes the stress to be exceeded. adhesion on the length considered.
  • the excess traction remaining applied to the bar can be absorbed, at least in part, by the neighboring blocking zone extending beyond the first sliding zone, the opposite side to the crack.
  • the reinforcing bar is detached from the concrete coating in at least a first slip zone, the closest to said crack and an increase in applied tensile stresses successively determines the opening of at least one secondary crack in another weakness zone of the concrete part and the stall of the bar in at least another sliding zone, the closest to said secondary crack, and so on as and when an increase in tensile stresses applied, the sum of the thicknesses of the first crack and secondary cracks open at a given instant , being a function of the increase in the elongation of the bar resulting from the increase in the stresses applied at this instant and this increase in the elongation spread over all of the slip zones, as the secondary cracks appear.
  • cracks can occur in areas of weak concrete that are randomly distributed.
  • the local increase of the tensile stress applied to the tensioned bar resulting from the opening of the crack causes a stall of the bar of share and else of said crack over a total length for which the stall work of the bar relative to the concrete compensates for at least a portion of the traction differential between the two materials.
  • the number and distribution of the locking zones and the corresponding lengths of the sliding zones can be determined according to the distribution and the foreseeable values of the tensile stresses along each tensioned bar, taking into account the loads applied. so that the thickness of each crack does not exceed a given limit.
  • each locking zone extends over a length at least equal to a so-called sealing length of the reinforcing bar determining an adhesion stress at least equal to the maximum stress of allowable traction by said bar, and not more than twice that length of seal.
  • the invention also covers the parts thus produced and the reinforcing bars used for the implementation of the method and comprising a discontinuous series of locking zones separated from each other by sliding zones.
  • each sliding zone of a stretched longitudinal bar has a smooth outer surface in the longitudinal direction.
  • each stretched longitudinal bar having, in cross section, the area necessary for the desired tensile strength, the profile of said bar in each sliding zone can advantageously be adapted to give it the perimeter necessary for the contact area between the bar and the concrete provides a frictional connection to achieve the desired limit value of the tangential stress of adhesion in said sliding zone.
  • each stretched longitudinal bar may have, in cross section a flattened profile with a width greater than the thickness, so as to increase the perimeter relative to that of a circular bar having the same transverse area.
  • each stretched longitudinal bar has, in cross-section, a corrugated profile with longitudinal, recessed and projecting portions, extending parallel to the axis of the bar, along the entire length of each sliding zone.
  • each sliding zone comprises a layer of particles releasably attached to the outer surface of the bar and protruding into the coating concrete so as to increase the bonding adhesion.
  • these particles are gradually detached one after the other, the bar remaining embedded in the concrete, as and when increasing tensile stresses, which allows to maintain the stress of adhesion to its limit value over a range of increase of said tensile stresses.
  • These particles may consist of grains of sand or gravel bonded to the outer surface of the bar or sprinkled and applied under pressure thereon at high temperature at the outlet of the rolling mill.
  • These particles may also consist of metal balls or filings fixed on the outer surface of the bar by electrofusion in contact.
  • the particles thus fixed on the outer surface of each sliding zone of the bar have various dimensions so as to become progressively detached according to the size of the fixed part, as and when the stresses of applied traction.
  • Figure 1 is a perspective diagram of a reinforced concrete part such as a beam.
  • FIG. 2 is a moment-strain diagram illustrating the constitutive law of a part subjected to bending stresses.
  • FIG. 3 is a stress-strain diagram indicating, according to the type of reinforcement, the evolution of the tangential stress of adhesion as a function of the elongation of the reinforcement.
  • Figure 4 is a diagram of a bending machine on a beam.
  • Figure 4a is a diagram showing, for such a beam, the variations of the applied tractions, respectively, on a tension bar and on the concrete coating.
  • FIG. 5 is a schematic detail view, at a crack and in longitudinal section, of a beam armed with conventional high-adhesion bars.
  • FIG. 5a is a diagram indicating, in the case of FIG. 5, the evolution, at the level of a crack, of the tractions applied on a tensioned bar and on the concrete.
  • FIG. 6 is a detail view in longitudinal section, of an armed part of rebar according to the invention, in the case of the formation of a crack in the right of a sliding zone.
  • FIG. 6a is a diagram showing, in the case of FIG. 6, the variations of the tractions applied on a tensioned bar and on the concrete.
  • Figure 7 shows two cross-sectional views of a test beam, left in the vertical midplane and right at a blocking area.
  • Figure 8 illustrates the process of crack formation on several beams subjected to a first series of bending tests.
  • FIG. 9 is a diagram showing, for the various beams, the arrows obtained during this first series of tests, during the progressive increase of the applied load.
  • Figure 10 is a diagram indicating, for the various beams, the number of open cracks according to the arrow.
  • FIG. 11 is a diagram indicating, for the various beams, the cumulative opening of the cracks as a function of the arrow.
  • Figure 12 is a detail view, in longitudinal section, of an armed part of reinforcing bars according to the invention, in the case of the formation of a crack at a blocking zone.
  • FIG. 12a is a diagram showing, in the case of FIG. 12, the variations of the pulls applied on a tensioned bar and on the concrete.
  • Figure 13 is a schematic view of a tear test device on a metal bar embedded in a concrete specimen.
  • Figure 14 shows schematically, in longitudinal section and in cross section, a second type of test beam provided with reinforcing bars according to the invention.
  • FIG. 15 is a table showing the results of a second series of bending tests carried out on beams of the type of FIG. 14.
  • FIG. 16 is a table indicating, for a test beam, the order of appearance of the cracks, their location and their thicknesses as a function of the load applied.
  • FIG. 17 shows, in cross section, a round bar and a flat bar, provided with directional imprints.
  • FIG. 1 shows schematically, in perspective, the conventional arrangement of a molded concrete part 1, inside which a reinforcement cage 2 is embedded.
  • the part 1 is a beam with rectangular cross section, extending between two supports spaced apart by a distance L and having two facing faces, respectively lower 11 and upper 1 1 ', and two vertical side faces, respectively 12, 12'.
  • the reinforcement cage 2 comprises two layers of longitudinal bars, respectively a lower sheet of bars 21 called bending, and an upper layer of bars 22 said mounting respectively parallel to the two faces of facing 11, 11 of the beam 1 and extending at a minimum distance of coating thereof.
  • the two layers of longitudinal bars are connected by transverse reinforcements forming rectangular stirrups spaced apart from each other and distributed over the length of the beam.
  • FIG. 2 is a classical moment-strain diagram, illustrating the behavior of the part 1 when it is subjected to a progressively increasing bending moment, indicated on the ordinate and causing an arrow, indicated on the abscissa, which increases with the applied load , causing a corresponding elongation of the stretched portion T and the lower facing face 1 1.
  • the tensioned bars 21 and the concrete which coats them are joined by adhesion and simultaneously elongate up to a curvature C1, corresponding to the point A, to from which the tensile stresses generated by the curvature of the part reach the tensile stress limit of the concrete. It then discharges on the tensioned bars 21 which only take up the tensile stresses. This results in an almost instantaneous increase in the curvature of C1 to C2, corresponding to the AB bearing, with an extension of the tensioned lower bars 21 and a beginning of cracking.
  • the piece then follows a moment-deformation law corresponding to the section BC whose slope depends on the mechanism of the adhesion which imposes a relative sliding of the tensioned bars with respect to the concrete with, correlatively, a variation of the position of the neutral axis.
  • the slope of the line OA corresponds to the flexional stiffness E c l of the part, E 0 being the modulus of elasticity of the non-cracked concrete and I its inertia.
  • the slope of the line OB corresponds to the stiffness E c l f , where f is the inertia of the part after the first cracking.
  • the inventor has deduced from this that the phenomenon of armature failure, which sometimes occurs in the event of an excessive increase in stresses, for example due to seismic shocks, could be related to the mode of operation of the high-strength reinforcing bars that it is usually used to increase the tangential stress of adhesion.
  • the inventor has therefore analyzed the behavior, in the case of bending under the effect of a load, of the stretched part of a reinforced concrete part such as a beam or a slab resting on two supports. , in which is embedded a reinforcement cage having a lower layer of high-adhesion bars which are provided, along their length, transverse locks oriented obliquely to the longitudinal axis of the bar, to ensure a solidarization continues with the concrete of coating.
  • a reinforcement cage having a lower layer of high-adhesion bars which are provided, along their length, transverse locks oriented obliquely to the longitudinal axis of the bar, to ensure a solidarization continues with the concrete of coating.
  • the inventor has sought to solve such problems and has specifically studied the conditions under which reinforcement and concrete work together to resist the stresses applied.
  • FIG. 4 shows, for example, a frame-shaped bending test machine 4 having a cross member 41 fixed at its ends to two columns 42 between which is placed a test beam 5 resting on two spaced apart supports. 43 via ball joints 44, 44 '.
  • the beam 5 is subjected, in its central part, to a progressively increasing load by means of a jack 45 bearing in one direction in the center of the cross member 41 and, in the other direction, on the beam 5, by the intermediate of a spreader resting on two ball bearings 46, 46 'apart, for example, a distance of 1 m.
  • the jack 45 By means of the jack 45, it is thus possible to subject the beam 5 to a gradually increasing bending moment.
  • the stretched portion T of the workpiece tends to lengthen, and in the OA portion of the diagram of Figure 2, the tension bars and the concrete lengthen. the same way.
  • the resulting tensile stresses apply differently on tension bars and on concrete which are subjected to T1 and T2 pull-ups in a ratio of approximately 1 to 15, respectively.
  • FIG. 5 is a schematic detail view showing, in longitudinal section, the behavior, in its most stressed part, of a reinforced concrete beam 1 comprising, in its stretched part, a sheet of reinforcing bars 21 at high adhesion provided, therefore, ribs 23 along their entire length and in which a crack 3 opens.
  • FIG. 5a is a diagram indicating on the ordinate the tensile stresses applied, respectively, on a tensioned bar 21 and on the concrete of FIG. 'coating.
  • the crack width 3 can be enlarged, e.g., 1/10 th to 2/10 th and 3/10 th of a millimeter, which means that the free steel length 24 in the crack will be brought to double and then triple, the sealed portions 21a, 21 'remaining locked in the concrete.
  • an excessive increase in the stresses causing a widening of the crack and, consequently, an excessive elongation of this short length of the bar will cause, by necking, the sudden rupture thereof with a risk of collapse of the structure.
  • the inventor therefore thought that it would be interesting to allow the concrete to drop in the vicinity of the crack, so that the bar could lengthen the length necessary under the effect of applied tractions, without causing disorder in the concrete coating or necking of the steel.
  • the notches or ribs 23 are arranged in spaced apart locking zones 25 each having a length I and separated from each other by a zone 26 having a smooth surface and extending over a distance d.
  • the forces applied on the reinforced concrete part 1, for example a bending moment, cause the extension of the stretched portion T of the part and, consequently, the placing in tension of each tension bar 21 and the concrete 16 which enrobe, with the appearance of at least one crack primer 3 when the tensile strength of concrete 16 is exceeded.
  • An increase in the tensile stresses applied determines, correlatively, an increase in the adhesion stresses on either side of the portion 24 of a tensioned bar 21 corresponding to the opening of the crack 3 which, in the case of the Figure 6, is formed at the smooth zone 26 between two locking zones 25.
  • the traction differential between the tensile stress of the steel T2 and that of the concrete T1 is maximum.
  • the shear stress applied by this traction differential exceeds the peel strength of the steel which is lower in the smooth zone 26a of the bar, the bar will become detached from the concrete.
  • these two parts 27, 27 'of the bar will be able to lie freely and the elongation corresponding to this increase in tensile stresses, will therefore be distributed over the length 2d 'of the unhooked part.
  • the bar 21 can extend from 50 to 50.1 then 50.2 then 50.3 millimeters if the crack increases from 0.1 to 0.2 then to 0.3 millimeters.
  • a steel bar can perfectly support such elongation distributed over a length of about 50 millimeters whereas, in the case of FIG. 4, this elongation was limited to the only free portion 24 of the bar, corresponding to the width of the crack.
  • the recess will be able to extend over the entire length d of the smooth zone 26a, along which the concrete coating is therefore not subject to any tensile stress.
  • the tensile stress T1 then vanishes over the entire length of the smooth zone 26a and presents a bearing at this level, on either side of the crack 3, the tensile stress T1 on the steel increasing correspondingly on a bearing of the same length.
  • the resulting elongation of the bar will be distributed over this entire length of time, without any mess in the concrete.
  • a reinforced concrete beam or slab will therefore better resist the passage of a load exceeding the limit for which it was calculated or localized overloads resulting from an earthquake.
  • the crack is therefore less likely to widen and no other crack can appear over the length d of the unhooked zone 26a since the concrete is no longer taut.
  • this reinforcement cage 2 has a triangular shape having only three longitudinal bars, respectively two lower bars 21 in the stretched portion of the beam 5 and an upper bar 22 in the compressed part, said bars being connected by triangular stirrups 20.
  • FIG. 8 shows the results of FIG.
  • FIG. 7 schematically shows such an arrangement on its left side which is a cross-sectional view along the line AA of Figure 8, at the central yoke.
  • the lower longitudinal bars of the test beams are provided with locking zones whose number and distribution vary from one beam to another.
  • tensioned bars 21 consist of smooth metal strips with a flattened section, as indicated in FIG.
  • the first beam 51 diagrammatically represented in the upper part of FIG. 8, comprises a single central blockage 0 formed by the lower part 20a of the central yoke 20, welded to the two bars 21 which, in a conventional manner, are simply provided with anchor bolts at both ends.
  • the second beam 52 is provided, on the other hand, with five blockages comprising the same central locking at 0 and, on either side thereof, two pairs of transverse irons welded on the bars 21, and constituting four blockages, respectively a u a 2 on one side and a ⁇ , a ' 2 on the other side. It is thus possible to vary the number and spacings of the blocking points constituted by the transverse irons placed on either side of the central blocking 20a and more or less spaced from each other, all test beams having the same scope. for example 1.5 m between the supports 44, 44 'for a distance of 0.30 m between the load application points 46, 46'.
  • the four transverse irons 27 constituting, with the central iron 20a, the five blocks a ⁇ , a 2 , a 0 , a ⁇ , a ' 2 are separated one of the another from a distance of about 25 cm for a span between supports 1.5 m.
  • the beam 53 has four transverse irons, each side of the central iron 20a and, therefore, nine blockages respectively bi .... b 4 , a 0 , b'i b ' 4 apart the one of the other about 14 cm.
  • the beam 54 has seven transverse irons on each side of the central iron 20a, 15 blocks spaced apart by 9.4 cm.
  • the beam 55 has 10 transverse irons on each side of the central iron 20a, 21 blocks spaced apart by 6.8 cm and the beam 56 comprises 30 transverse irons 31 blocks spaced 4.7 cm apart.
  • the beam 52 comprises, on each side of the central locking at 0 , two locking points spaced apart by a distance of approximately 25 cm for a span of 1.5 m between the two supports 44, respectively a ⁇ , a 2 , on the left and a ⁇ , a ' 2 , on the right.
  • a first crack to the left of the central lock at 0 a second crack f 2 to the right
  • a third crack f 3 to the left of the first crack f 1
  • a fourth crack f 4 to the right of the second crack f 2 .
  • the cracks are not located perfectly symmetrically on either side of the median plane of the beam because, as indicated above, the risk of opening a crack depends on the quality of the crack. concrete that is not absolutely homogeneous.
  • the four cracks observed are located in the central part of the beam, between the blocks a ⁇ and a'i, on either side of the central block at 0 .
  • reinforcing bars comprising an alternating series of spaced sliding zones, separated from one another by separated blocking points, will therefore make it possible to distribute the cracking over a certain length of the beam, the appearance of a crack in a sliding zone causing the detent of the bar in this sliding zone by canceling the tensile stress on all the cut-in concrete, so that the widening of the crack is limited in this unhooked zone and that no other crack will therefore tend to form there, this part of the room being, so to speak, "vaccinated”.
  • FIG. 9 is a diagram indicating, for each beam, the deflection measured during the loading tests and corresponding to the load indicated on the ordinate.
  • each beam has a limit from which the curve tends to an asymptote, the beam no longer opposing resistance to deformation. As expected, this limit is the lowest for the curve 1 corresponding to the beam 51 of FIG. 8, the sudden drop in the resistance corresponding to the stall of the tensioned reinforcements which have a smooth surface, on both sides. other central locking 20a.
  • the curve 2 which corresponds to the beam 52 with five blockages, has an upper limit and it is noted that the increase in the number of blockages gives the beam a higher resistance but only up to a certain limit. Indeed, the beam 56 having thirty-one blockages and corresponding to the curve 6 has a resistance a little lower than that of the beams 53, 54, 55.
  • FIG. 10 is a diagram indicating, on the ordinate, the number of cracks that appear during the increase of the arrow indicated on the abscissa. As indicated above, for the beam 51 comprising only a central blocking, only two fi f 2 cracks appear, the width of which therefore increases progressively during the increase of the deflection.
  • the curves 4 and 5 corresponding to the beams 54 and 55 show that there is an optimal spacing between blockages making it possible to obtain the greatest number of cracks with a limited cumulative opening, this spacing being a compromise between the resistance of the beam and the number of cracks.
  • reinforcing bars comprising, according to the invention, a series of sliding zones separated by locking points, makes it possible to distribute the cracking over an area that can reach to 2/3 of the length of the beam and, thus increasing the number of cracks, to limit their openings. It will therefore be possible to comply more easily with the regulations which impose a maximum opening not exceeding 0.2 to 0.3 mm, at most 0.5 millimeters and, consequently, to limit the risk of corrosion over time.
  • each reinforcing bar remains of the high-adhesion type over the greater part of its length, the sliding zones having a smaller length than the blocking zones between which they are arranged, as shown diagrammatically in FIG.
  • sealing length depends on the quality of the concrete and the nature of the rebar. In the case of a round bar, this sealing length can be of the order of 10 to 12 times its diameter for a high-adhesion bar and 20 to 25 times the diameter for a smooth bar.
  • This bar 6 is extended outside the test piece 60 by a free portion 61 on which is applied a tensile force by clamping jaws 62, by means of cylinders not shown bearing on the front face of the test tube 60.
  • a measuring device 63 such as a load cell, attached to the opposite end 61 'of the bar 6, makes it possible to check whether the length L sealed in the test piece 60 exceeds the minimum sealing length (I 0 ), the traction applied to the end 61 'of the bar 6 opposite the jaws 62 being, then, zero. Indeed, the tensile stress applied by the jaws 62 on the front end 61 decreases progressively along the sealing length (I 0 ) and is zero on the remaining part of the bar 6.
  • this high-adhesion part 25'b can absorb only a part of the tensile increase ⁇ t and, at its end 29, there remains an additional stress ⁇ 't which is transmitted to the adjacent sliding zone 26b, the same additional stress ⁇ 't to be absorbed by the concrete d 'coating.
  • the traction differential 2 ⁇ 't between the steel and the concrete is balanced by the tangential stress of adhesion along this smooth part 26b.
  • the tests show that, in the case of a smooth bar, the sealing length determining a total blockage of the bar relative to the concrete coating is of the order of 20 to 25 times its diameter.
  • the length of the smooth zones 26 formed along a tensioned bar 61 must be relatively limited so as not to excessively reduce the stiffness of the part.
  • the length d of the sliding zone 26b of the bar is normally less than the sealing length o of an equivalent smooth bar, and this portion 26b will therefore fall out of the concrete as a result of the traction differential 2 ⁇ 't, if it is greater than the tangential stress of adhesion of this smooth zone 26b.
  • the two curves T1 and T2 then have a bearing along the entire length of the sliding zone 26b, as shown in FIG. 12a.
  • each smooth zone must not exceed the sealing length of an equivalent smooth bar, so that the traction differential between the steel and the concrete allows its recess at the end of the blocking zone. previous.
  • FIG. 14 shows, in cross-section on its right-hand side and in longitudinal half-section on its left-hand side, such a test beam 7 in which is embedded a reinforcement cage 2 comprising, as previously, two lower longitudinal bars 71 and an upper longitudinal bar 72 connected at both ends and in the central part of the beam by stirrups 70 of triangular shape.
  • the tensioned bars 71 consist, in the tests carried out, of strips of rectangular section, having, for example, a width of 25 mm and a thickness of 3.5 mm.
  • the test beams thus produced were subjected to bending tests on a machine of the type shown in FIG. 4, with a distance of 0.30 m between the points of application of the load 46, 46 'and a bearing. 1.5 m between the fulcrums 44, 44 '.
  • HA high-adhesion irons
  • the table in Figure 15 groups together the results of bending tests carried out on three series of five beams all having a length of 1.8 m for a support span of 1.5 m and a distance of 0.30 m between them. load application points 46, 46 '.
  • the beams were divided into 10 cm wide sections in order to identify the order of appearance of the cracks and to locate them by measuring their distances from the left end of the beam, such as shown in the diagram of Figure 16.
  • Each beam is marked by a number of three digits, the first two digits indicating the length, in centimeters, of the irons HA constituting each blocking zone and the third digit indicating the length, in centimeters, of the smooth zones interposed between two blocking zones. successive.
  • the P061 beam has 6 cm blocking zones separated by smooth zones of 1 cm.
  • the five beams of the first series therefore all comprise blocking zones having a length of 6 cm separated by smooth zones whose length varies from 1 cm for the P061 beam to 5 cm for the P065 beam.
  • the table in Figure 15 groups these results by columns each corresponding to a maximum width of cracks.
  • the P061 beam with 6 cm blocking areas separated by 1 cm smooth areas shows no cracks under a load of 7.5 kN while the boom is 3 cm in the median plane.
  • the blocking zones are 10 cm long and are separated by smooth zones whose length varies from 1 cm for the P101 truss to 5 cm for the P105 truss.
  • the beams of the third series are provided with reinforcements having 14 cm locking zones separated by smooth zones whose length ranges from 1 to 5 cm.
  • test beams are equipped with flat bars having a cross-sectional area of 25 x 3.5 mm which corresponds to that of an equivalent round bar of diameter 10.5 mm for which the sealing length is 10 to 15 cm.
  • the locking zones have a length less than double the sealing length and therefore do not risk determining a total blockage in the event of formation of a crack at this level.
  • the table of FIG. 15 shows that the distribution of the blocking zones and the smooth zones substantially influences the stiffness of the part, that is to say the deflection taken under a certain load, the number of cracks and their thicknesses.
  • the beams P101 and P102 support a load exceeding 30 KN while, for the other beams, such a load causes the opening of cracks having a thickness of 0.3 or even 0.5 mm.
  • the length of the sliding zones should be of the order of 5 to 30 mm.
  • the table in FIG. 15 shows that an interesting result can also be obtained with beams P062 and P063 which combine pairs of low HA lengths and larger smooth zones.
  • the table in FIG. 16 indicates the evolution of the cracking for the P102 truss, which seems to give the best results since it can withstand a load of up to 39 kN, with a deflection of 12 cm. for a maximum thickness of cracks of 0.3 mm.
  • the beam is shown schematically above this table, to indicate the order of appearance and location of cracks.
  • the first two columns indicate the applied load and the arrow measured in the middle of the beam, respectively, under this load.
  • the other columns indicate, for each of the cracks and in their order of appearance, the thickness of this crack as a function of the load applied.
  • the tests show that the cracking extends over a length of about 2/3 of the span of the beam between the supports 44, 44 'and that, from the beginning of the crack, the zone where the first cracks appear is not limited to the central part of the beam, between the points of application of the load 46, 46 '.
  • the cracks f 2 and f 3 form outside this central portion 46, 46 '.
  • the locking zones therefore have a length of the same order as the sealing length I 0 .
  • a part of a structure such as a beam or slab, for example, may eventually undergo a relatively large deformation without breaking frames and, therefore, without risk of sudden collapse of the structure, because the distribution of cracking over practically the whole range of the room and the dissipation of energy by detachment of certain smooth zones.
  • a bridge span accidentally subjected to too high a load for example, to the passage of an exceptional convoy, may be deformed with, possibly, opening of many cracks that can be repaired thereafter, but without major risk for the holding of the work.
  • the strength of the tensile steels is a function of their section and their lever arm, that is to say the distance separating the center of gravity of the steel from that of the compressed part of the concrete.
  • this lever arm is substantially increased by the use of flat strips instead of round bars of the same section because, as indicated in the document EP 1 191 163 cited above, the connecting stirrups between the two layers bars can be welded or glued on the inner faces thereof, which allows to place the longitudinal bars closer to the corresponding facing faces of the room, while respecting the minimum coating distance. The result is, in addition, that one can, thus, achieve thinner pieces and, consequently, lighter for the same resistance.
  • the locking zones consisted of simple HA bars welded to the inner faces of the flat strips.
  • these blocking zones could be realized differently.
  • the flat strips used as reinforcements could be made of a slit sheet after rolling. It would then be possible, during rolling, to make embossed or recessed impressions on both sides of the sheet forming, after slitting, the broad faces of the strip.
  • the invention can also be applied to all bar profiles, in particular round bars with round section.
  • the bars according to the invention would differ from conventional high-adhesion bars in that, during rolling, the notches or blocking ribs are not produced in a continuous manner. , over the entire length of the bar, but only on remote blocking areas, alternating with smooth sliding areas.
  • the invention has been described in the case of a beam or a slab but can be applied to all kinds of structures and to all forms of concrete parts such as beams, floors, slabs, sails, etc.
  • the dissipation of energy required for the stepping of the steels relative to the concrete absorbs part of the energy causing the cracking such as a seismic shock, a movement of ground or an accidental shock and thus allows a better overall resistance of the work.
  • the tests have shown that by producing locking zones having a length of the order of the length of seal, associated with rather short stall zones, not exceeding 20 mm, it was possible to increase the maximum permissible load without exceeding a maximum thickness of cracks of 0.3 mm, corresponding to the regulations.
  • reinforcing bars consisting of flat strips with an oval or rectangular section makes it possible, for the same cross-sectional area, to enlarge the perimeter and therefore the contact surface and the surface area. energy required for the recess.
  • FIG. 17 shows a round bar and a flat bar with a rectangular cross-section, both of which, in cross-section, have a corrugated profile with longitudinal, recessed and protruding portions 24, which are extend parallel to the longitudinal axis of the bar over the entire length of each sliding zone.
  • asperities consist of particles releasably attached to the outer surface of the bar and protruding into the concrete in order to increase the adhesion bond and the limit value of the adhesion stress from which an increase in the tensile stresses causes the stall of the bar.
  • these protruding particles can be detached gradually one after the other remaining in the concrete, as the tensile stresses increase, so as to maintain the adhesion stress to a limit value on a range of increase of said constraints.
  • These particles could be fixed by gluing on the outer surface of the bar, for example by sprinkling on it of the large sand applied under pressure on the bar, at high temperature, at the output of the rolling mill.
  • Such methods would make it possible to modulate the shear strength of the projections thus produced.
  • For bonding it would be possible to use more or less resistant adhesives and vary the size of the projections and, therefore, their bonded surface brought into contact with the steel.
  • the use, according to the invention, of reinforcing bars having an alternation of locking zones and sliding zones has multiple advantages. Firstly, the distribution of cracking over a long length of the part makes it possible, by increasing the number of cracks, to reduce their thickness, and consequently, the risk of corrosion of the reinforcements over time. It will also be possible, because of the small opening of the cracks, to protect the reinforcements from the risk of corrosion by means of a layer of paint or a suitable coating product. On the other hand, in case of excessive opening of a crack, it avoids the risk of rupture of the reinforcement by necking allowing it to unhook concrete on a length that can, so lie down.
  • this recess also causes energy dissipation and it will be possible to determine the distribution and relative lengths of the locking zones and smooth areas so as to modulate the ability of the part to withstand abnormal stresses without risk of collapse of the structure as a result of an accidental breaking of the reinforcements.
  • the distribution of the blocking zones and the sliding zones can be determined according to the normal operating load and the accidental loads against which it is necessary to protect oneself, so that, in normal service, the tensile reinforcement behaves in the usual way with a blocking of the bar with respect to the encasing concrete over its whole length and that, in case of accidental overload, the recess of certain sliding zones, due to the stress differential Steel / Concrete allows, on the one hand an elongation of reinforcement avoiding the risk of rupture and, on the other hand, causes a dissipation of energy able to avoid a brutal collapse of the structure.
  • the invention thus provides the possibility of solving a whole set of problems without calling into question the general design and the calculation method of the reinforcement cages, using only rebar of a new type but which can be realized industrially in a simple and inexpensive way.

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Abstract

L'invention a pour objet un procédé de réalisation d'une pièce en béton armé (1 ) ayant une partie tendue soumise à des contraintes de traction et ayant tendance à s'allonger sous l'effet de la charge, et comportant une cage d'armature (2) avec au moins une barre longitudinale tendue (21 ) solidarisée avec le béton par une liaison d'adhérence déterminant, le long de ladite barre, une contrainte tangentielle d'adhérence variant en fonction des contraintes de traction appliquées. Selon l'invention, chaque barre longitudinale tendue (21 ) est munie, sur au moins une partie de sa longueur, d'une série discontinue de zones de blocage espacées (25) comportant chacune une pluralité de moyens (23) d'ancrage dans le béton et séparées les unes des autres par une série de zones de glissement (26) dans chacune desquelles une augmentation de la contrainte d'adhérence au-dessus d'une valeur limite entraîne un décrochage de la barre sans désordre dans le béton sur au moins une partie (27) de la longueur comprise entre les deux zones de blocage (25a), (25'a), avec un allongement de la barre correspondant aux contraintes de traction appliquées, ledit allongement se répartissant sur toute la longueur de la partie décrochée (27) de la barre (21 ). L'invention couvre également les pièces ainsi réalisées et les barres d'armatures pour la mise en oeuvre du procédé, comportant une série alternée de zones de blocage et de zones de glissement.

Description

PROCEDE DE REALISATION D'UNE PIECE EN BETON ARME ET PIECE AINSI REALISEE
L'invention a pour objet un procédé de réalisation d'une pièce en béton armé et couvre également les armatures utilisées à cet effet et les pièces en béton ainsi réalisées. L'invention concerne spécialement la réalisation de poutres, dalles ou planchers soumis à des efforts de flexion mais peut s'appliquer également à d'autres pièces en béton armé, par exemple des coques ou voiles minces de formes variées.
En outre, l'invention s'applique spécialement mais de façon non limitative à la construction d'ouvrages pouvant subir des secousses sismiques ou des actions accidentelles. L'industrie du béton armé s'est développée considérablement au cours du 20eme siècle mais cette technique, tout en faisant l'objet d'études scientifiques très poussées, a relativement peu évolué.
Les propriétés du béton armé résultent, comme on le sait, de l'association de deux matériaux ayant des propriétés différentes, le béton qui résiste essentiellement à des efforts de compression et une cage d'armature noyée dans le béton et constituée de barres métalliques qui résistent aux efforts de traction, du moins si ces derniers sont orientés suivant la direction de la barre d'armature. Le béton précontraint, inventé par Freyssinet, repose sur les mêmes principes de fonctionnement en donnant simplement à l'armature mise sous traction, un rôle de précontrainte de la pièce dans le sens inverse des efforts de traction dus à la charge, ce qui permet d'augmenter la résistance aux efforts de flexion.
D'une façon générale, comme le montre schématiquement la figure 1 , il est admis qu'une pièce en béton armé sur laquelle est appliquée une charge comporte, de part et d'autre d'une ligne neutre, une partie comprimée et une partie tendue soumise à des contraintes de traction sous l'effet de la charge et ayant, par conséquent, tendance à s'allonger. La cage d'armature comporte, habituellement, deux nappes de barres longitudinales s'étendant respectivement dans la partie comprimée et dans la partie tendue et reliées par une armature transversale de montage constituée d'étriers permettant, d'une part, de résister aux efforts tranchants et/ou aux poussées au vide et, d'autre part, de solidariser entre elles les deux nappes de façon à former une cage susceptible d'être réalisée à l'avance puis introduite dans le coffrage.
Lorsque la pièce s'étend sur une certaine largeur, par exemple une dalle, la cage de ferraillage comporte plusieurs sections longitudinales reliées par des armatures transversales de répartition.
Les barres d'armature sont solidarisées avec le béton par une liaison d'adhérence déterminant, le long de chaque barre longitudinale, une contrainte tangentielle d'adhérence qui varie en fonction des contraintes de traction appliquées.
L'ensemble forme ainsi une pièce composite ayant une partie tendue dans laquelle le béton et les barres d'armature, solidarisés par adhérence, s'allongent ensemble jusqu'à une valeur limite à partir de laquelle les contraintes de traction dépassent la contrainte limite de rupture à la traction du béton, entraînant l'apparition d'au moins une fissure dans une partie de la pièce, avec une augmentation de contraintes et, donc, de l'allongement de la barre d'armature sur laquelle se décharge le béton à partir de l'apparition de la fissure. Par exemple, si l'on étudie le comportement sous flexion d'une pièce en béton armé normalement ferraillée, on peut établir une loi de comportement illustrée par la figure 2 qui est un diagramme moment-flèche indiquant, en abscisse, l'allongement de la partie tendue résultant de la déformation de la pièce sous l'effet du moment de flexion indiqué en ordonnées. On peut distinguer, dans cette loi de comportement type, quatre zones successives. La partie OA correspond au comportement élastique linéaire de la pièce composite avec un allongement simultané du béton et de l'armature.
La partie AB correspond à l'établissement de la fissuration avec une augmentation instantanée de la flèche correspondant à l'allongement de la partie tendue avec mise en jeu de l'adhérence acier-béton. A partir du point B, les contraintes de traction sont absorbées par les aciers qui sont chargés progressivement, sur la plage BC, jusqu'au niveau de leur limite d'élasticité, le mécanisme de l'adhérence conduisant à un glissement relatif des deux matériaux, avec une augmentation progressive de la flèche jusqu'au point C à partir duquel l'acier atteint sa limite d'élasticité, avec une plastification progressive des deux matériaux. II apparaît donc que la déformation de la pièce en fonction de la charge appliquée dépend des forces tangentielles d'adhérence entre chaque barre d'armature et le béton qui l'enrobe, qui équilibrent les contraintes de traction résultant de la tendance à l'allongement de la partie tendue.
On sait, en particulier depuis les études d'Albert Caquot, que les efforts qui s'opposent au glissement des barres d'armature sont des forces de collage, de frottement et de butée, dans le cas des barres crantées dites à haute adhérence.
Le collage est un phénomène d'adhésion chimique entre l'acier et le béton. Le phénomène de frottement, qui intervient après décollement de la barre, est dû au fait qu'une augmentation de l'effort de traction provoque l'apparition de fissures inclinées par rapport à l'axe de la barre et formant, dans le béton, des troncs de cônes qui se coincent sur l'armature en fonctionnant comme des cliquets ou des sortes de bielles.
Cependant, ce simple frottement peut être insuffisant et, pour faire travailler ensemble le béton et l'acier jusqu'à un niveau de sollicitation plus élevé, il est avantageux d'utiliser des barres d'armature dites à haute adhérence. On a proposé depuis très longtemps d'éviter le glissement d'une barre d'armarture par rapport au béton qui l'enrobe en ménageant, le long de la barre, une pluralité de moyens d'ancrage espacés formant des butées prenant appui sur le béton. Le document US-A-843843, par exemple, décrit une telle barre comportant des nervures espacées et prévoit de donner un profil ondulé aux parties lisses s'étendant entre les nervures, afin d'augmenter le périmètre et, par conséquent, la liaison d'adhérence.
Des dispositions analogues, comportant des nervures espacées, sont décrites par exemple, dans les brevets français n°420 102, 597 888 et1 380 233.
De telles nervures espacées ne constituent, cependant, que des butées ponctuelles.
Actuellement, les barres à haute adhérence sont donc munies, sur toute leur longueur, de verrous de blocage ménagés en oblique par rapport à la direction longitudinale de la barre, de façon à réaliser un blocage continu sur toute la longueur de celle-ci. Différents systèmes connus ont été utilisés à cet effet, les armatures pouvant, par exemple, être torsadées à froid, ou bien munies d'empreintes obliques réalisées par laminage à froid sur la face externe de la barre.
Le comportement, au cours de l'augmentation de la charge, d'une telle barre à haute adhérence est illustré par la figure 3 qui est un diagramme dit de Tassios représentant l'évolution de la contrainte tangentielle d'adhérence τ en fonction du glissement local S de la barre par rapport au béton qui l'enrobe. On distingue ainsi, essentiellement, trois stades successifs.
Dans le premier stade OA de la figure 2, qui correspond aux chargements normaux pour lesquels la pièce a été calculée, l'armature s'allonge légèrement avec le béton qui est encore dans son domaine de comportement élastique. L'adhérence est alors dans une phase de résistance au décollement de l'armature dont la tendance à l'allongement est supérieure à celle du béton qui l'enrobe. La contrainte tangentielle d'adhérence τA au point A correspond à la contrainte limite de rupture à la traction du béton, à partir de laquelle, comme indiqué plus haut, apparaissent des microfissures transversales. De ce fait, dans le second stade AB, on peut observer un glissement faible de l'armature par rapport au béton d'enrobage, l'adhérence étant assurée par cisaillement puis frottement.
A partir du point B pour lequel, la liaison mécanique acier-béton atteint sa limite de résistance au cisaillement, la résistance au glissement de l'armature est assurée par la mise en butée des crans ou nervures de blocage ménagés sur la surface de la barre. Il en résulte un glissement plus important de la barre jusqu'au point C à partir duquel l'écrasement du béton entre les crans de bocage favorise le développement d'une fissuration par compression. Au- delà du point C se développe un frottement résiduel dans les parties les plus sollicitées, jusqu'à rupture complète de la liaison.
Il apparaît que les barres d'armature lisses se comportent de la même façon que les barres à haute adhérence jusqu'au point B à partir duquel entre en jeu l'effet de butée des crans de blocage. A partir du point B correspondant, pour les barres lisses, à la rupture d'adhérence acier-béton, la contrainte tangentielle d'adhérence diminue rapidement et le glissement augmente, comme le montre la partie BE représentée en tirets sur la figure 3. D'une façon générale, la fissuration qui intervient lorsque la résistance du béton à la traction a été localement dépassée, se produit dans les parties les plus sollicitées de la pièce.
L'utilisation de barres d'armature à haute adhérence, bloquées sur toute leur longueur dans le béton, permet donc d'augmenter la résistance à la déformation et à la fissuration de la structure dont le ferraillage est déterminé pour des conditions normales d'exploitation, avec un certain coefficient de sécurité.
Cependant, au cours de la durée de vie prévue pour une construction en béton armé, c'est-à-dire plusieurs dizaines d'années, les fissures peuvent s'élargir progressivement et provoquer la corrosion des armatures. De plus, il arrive qu'une augmentation localisée des contraintes appliquées entraîne une rupture des barres les plus sollicitées et, par conséquent, la ruine de l'ouvrage.
Une telle augmentation des contraintes peut se produire par exemple dans les régions soumises à des secousses sismiques et l'on sait que, dans ces régions, des secousses particulièrement importantes ont pu produire l'effondrement de certaines constructions. Dans les pays soumis particulièrement à ce risque, par exemple au Japon, on utilise des techniques particulières de construction des immeubles qui permettent d'éviter ou, du moins, de diminuer considérablement ce risque. Cependant, ces techniques sont coûteuses et ne peuvent, malheureusement, pas être utilisées dans toutes les zones à risque. De ce fait, des secousses sismiques de grande amplitude entraînent souvent des dégâts extrêmement importants. D'autre part, ces techniques sont appliquées habituellement aux bâtiments mais, même au Japon, il est apparu que des ouvrages importants comme des ponts pouvaient s'effondrer.
L'invention a pour objet de résoudre de tels problèmes grâce à une nouvelle technique de réalisation des pièces en béton armé.
L'invention concerne donc, d'une façon générale, un procédé de réalisation d'une pièce en béton armé comportant, de part et d'autre d'une ligne neutre, une partie comprimée et une partie tendue soumise à des contraintes de traction et ayant tendance à s'allonger sous l'effet de la charge supportée par la pièce, et dans laquelle est noyée une cage d'armature comportant, dans la partie tendue, au moins une barre longitudinale tendue solidarisée avec le béton par une liaison d'adhérence déterminant, le long de ladite barre, une contrainte tangentielle d'adhérence variant en fonction des contraintes de traction appliquées, respectivement sur la barre et sur le béton d'enrobage, une augmentation de la contrainte de traction dans le béton au dessus d'une valeur limite entraînant l'ouverture d'au moins une fissure avec un transfert de la contrainte de traction sur la barre et un allongement correspondant de celle-ci, procédé dans lequel, au moins dans la partie la plus sollicitée de la pièce, ladite barre tendue est munie d'une pluralité de moyens d'ancrage espacés formant des butées prenant appui sur le béton d'enrobage.
Conformément à l'invention, les moyens d'ancrage de la barre sont répartis en une série discontinue de zones de blocage espacées comprenant chacune une pluralité de moyens d'ancrages (23) et séparées les unes des autres par des zones de glissement dépourvues de moyens d'ancrage, dans chacune desquelles une augmentation locale du différentiel de traction entre la barre et le béton au dessus d'une valeur limite, entraîne un décrochage de la barre par rapport au béton qui l'enrobe, sur au moins une partie de la longueur de ladite zone de glissement comprise entre deux zones de blocage, ladite partie décrochée pouvant s'allonger sans désordre dans le béton d'enrobage sous l'effet des contraintes de traction appliquées sur la barre tendue.
D'autre part, du fait que la pièce comporte, dans le béton, des zones de faiblesse réparties de façon aléatoire, au niveau desquelles une augmentation des contraintes de traction appliquées au-dessus de la résistance à la traction du béton entraîne, dans la partie la plus sollicitée de la pièce, l'apparition d'au moins une fissure localisée au moins au droit de l'une desdites zones de faiblesse, l'ouverture de ladite fissure déterminant, à ce niveau, l'annulation de la contrainte de traction dans le béton et une augmentation locale corrélative de l'effort de traction appliqué sur la barre d'armature, avec une augmentation correspondante de la tendance à l'allongement de celle-ci sous l'effet des contraintes appliquées.
Selon une caractéristique particulièrement avantageuse de l'invention, l'augmentation locale de l'effort de traction sur la barre, au niveau d'une fissure, détermine un décrochage de la barre par rapport au béton d'enrobage, au moins dans la zone de glissement la plus proche de ladite fissure et sur une longueur telle que l'effort de décrochage de la barre par rapport au béton compense au moins en partie le différentiel de traction entre les deux matériaux lorsque ce différentiel entraîne un dépassement de la contrainte d'adhérence sur la longueur considérée.
En outre, le surcroit de traction restant appliqué sur la barre peut être absorbé, au moins en partie, par la zone de blocage voisine s'étendant au delà de la première zone de glissement, du côté opposé à la fissure.
De ce fait, selon une autre caractéristique particulièrement avantageuse de l'invention, à partir de l'apparition d'une première fissure dans une première zone de faiblesse, la barre d'armature se décroche du béton d'enrobage dans au moins une première zone de glissement, la plus proche de ladite fissure et une augmentation des contraintes de traction appliquées détermine successivement l'ouverture d'au moins une fissure secondaire dans une autre zone de faiblesse du béton de la pièce et le décrochage de la barre dans au moins une autre zone de glissement, la plus proche de ladite fissure secondaire, et ainsi de suite au fur et à mesure d'une augmentation des contraintes de traction appliquées, la somme des épaisseurs de la première fissure et des fissures secondaires ouvertes à un instant déterminé, étant fonction de l'augmentation de l'allongement de la barre résultant de l'augmentation des contraintes appliquées à cet instant et cette augmentation de l'allongement se répartissant sur l'ensemble des zones de glissement décrochées, au fur et à mesure de l'apparition des fissures secondaires. Cependant, comme indiqué plus haut, les fissures peuvent se produire dans des zones de faiblesse du béton qui sont réparties de façon aléatoire.
Dans le cas où une première fissure se forme au niveau d'une première zone de glissement, l'augmentation locale de la contrainte de traction appliquée sur la barre tendue résultant de l'ouverture de la fissure provoque un décrochage de la barre de part et d'autre de ladite fissure sur une longueur totale pour laquelle le travail de décrochage de la barre par rapport au béton compense au moins une partie du différentiel de traction entre les deux matériaux.
En revanche, dans le cas où une première fissure se forme au niveau d'une première zone de blocage, en provoquant une augmentation locale de la traction appliquée sur la barre tendue, au moins une première partie de cette augmentation de traction est absorbée par les deux parties de la première zone de blocage s'étendant de part et d'autre de la fissure et la partie restante de l'augmentation de traction sur la barre est compensée par l'effort de décrochage de la barre tendue par rapport au béton sur au moins une partie de la zone de glissement la plus proche.
De ce fait, le nombre et la répartition des zones de blocage et les longueurs correspondantes des zones de glissement peuvent être déterminées en fonction de la répartition et des valeurs prévisibles des contraintes de traction le long de chaque barre tendue, compte tenu des charges appliquées, de façon que l'épaisseur de chaque fissure ne dépasse pas une limite donnée.
Avantageusement, les longueurs relatives des zones de blocage et des zones de glissement réparties le long de chaque barre tendue sont déterminées en tenant compte de leur position, de façon à donner à la pièce la raideur nécessaire pour rester dans une plage de valeurs admises pour la flèche de la pièce sous une charge donnée. Selon une autre caractéristique particulièrement avantageuse de l'invention, chaque zone de blocage s'étend sur une longueur au moins égale à une longueur dite de scellement de la barre d'armature déterminant une contrainte d'adhérence au moins égale à la contrainte maximale de traction admissible par ladite barre, et ne dépassant pas le double de cette longueur de scellement . L'invention couvre également les pièces ainsi réalisées et les barres d'armatures utilisées pour la mise en œuvre du procédé et comportant une série discontinue de zones de blocage séparées les unes des autres par des zones de glissement.
Normalement, chaque zone de glissement d'une barre longitudinale tendue présente une surface externe lisse dans le sens longitudinal. Cependant, chaque barre longitudinale tendue présentant, en section transversale, l'aire nécessaire à la résistance à la traction souhaitée, le profil de ladite barre, dans chaque zone de glissement peut avantageusement être adapté de façon à lui donner le périmètre nécessaire pour que la surface de contact entre la barre et le béton fournisse une liaison par frottement permettant d'atteindre la valeur limite souhaitée de la contrainte tangentielle d'adhérence dans ladite zone de glissement.
En particulier, chaque barre longitudinale tendue peut présenter, en section transversale un profil aplati avec une largeur supérieure à l'épaisseur, de façon à augmenter le périmètre par rapport à celui d'une barre circulaire ayant la même aire transversale.
De façon particulièrement avantageuse, chaque barre longitudinale tendue présente, en section transversale, un profil ondulé avec des parties longitudinales, en creux et en saillie, s'étendant parallèlement à l'axe de la barre, sur toute la longueur de chaque zone de glissement. Dans un autre mode de réalisation particulièrement avantageux, chaque zone de glissement comporte une couche de particules fixées de façon détachable sur la surface externe de la barre et s'étendant en saillie dans le béton d'enrobage de façon à augmenter la liaison d'adhérence avec le béton et la valeur limite de la contrainte d'adhérence à partir de laquelle une augmentation des contraintes de traction entraîne le décrochage de la barre. En effet, ces particules se détachent progressivement les unes après les autres, de la barre en restant incluses dans le béton, au fur et à mesure de l'augmentation des contraintes de traction, ce qui permet de maintenir la contrainte d'adhérence à sa valeur limite sur une plage d'augmentation desdites contraintes de traction.
Ces particules peuvent être constituées de grains de sable ou de gravier fixés par collage sur la surface externe de la barre ou bien saupoudrées et appliquées sous pression sur celle-ci, à haute température, en sortie du laminoir.
Ces particules, peuvent aussi être constituées de billes métalliques ou de limaille fixées sur la surface externe de la barre par électrosoudage au contact.
De préférence, les particules ainsi fixées sur la surface externe de chaque zone de glissement de la barre, ont des dimensions variées de façon à se détacher progressivement selon la taille de la partie fixée, au fur et à mesure de l'augmentation des contraintes de traction appliquées.
D'autres caractéristiques particulièrement avantageuses de l'invention apparaîtront au cours de la description suivante, de certains modes de réalisation particuliers, donnés à titre d'exemples et illustrés par les dessins annexés.
La figure 1 est un schéma en perspective d'une pièce en béton armé telle qu'une poutrelle.
La figure 2 est un diagramme moment-déformation illustrant la loi de comportement d'une pièce soumise à des efforts de flexion. La figure 3 est un diagramme contrainte-allongement indiquant, suivant le type d'armature, l'évolution de la contrainte tangentielle d'adhérence en fonction de l'allongement de l'armature.
La figure 4 est un schéma d'une machine d'essais de flexion sur une poutrelle. La figure 4a est un diagramme montrant, pour une telle poutrelle, les variations des tractions appliquées, respectivement, sur une barre tendue et sur le béton d'enrobage.
La figure 5 est une vue de détail schématique, au niveau d'une fissure et en coupe longitudinale, d'une poutre armée de barres à haute adhérence de type classique. La figure 5a est un diagramme indiquant, dans le cas de la figure 5, l'évolution, au niveau d'une fissure, des tractions appliquées sur une barre tendue et sur le béton.
La figure 6 est une vue de détail en coupe longitudinale, d'une pièce armée de barres d'armature selon l'invention, dans le cas de la formation d'une fissure au droit d'une zone de glissement. La figure 6a est un diagramme montrant, dans le cas de la figure 6, les variations des tractions appliquées sur une barre tendue et sur le béton.
La figure 7 montre deux vues en coupe transversale d'une poutrelle d'essai, à gauche dans le plan médian vertical et à droite au niveau d'une zone de blocage.
La figure 8 illustre le processus de formation des fissures sur plusieurs poutrelles soumises à une première série d'essais de flexion.
La figure 9 est un diagramme montrant, pour les différentes poutrelles, les flèches obtenues lors de cette première série d'essais, au cours de l'augmentation progressive de la charge appliquée.
La figure 10 est un diagramme indiquant, pour les différentes poutrelles, le nombre de fissures ouvertes en fonction de la flèche.
La figure 1 1 est un diagramme indiquant, pour les différentes poutrelles, l'ouverture cumulée des fissures en fonction de la flèche.
La figure 12 est une vue de détail, en coupe longitudinale, d'une pièce armée de barres d'armature selon l'invention, dans le cas de la formation d'une fissure au niveau d'une zone de blocage.
La figure 12a est un diagramme montrant, dans le cas de la figure 12, les variations des tractions appliquées sur une barre tendue et sur le béton.
La figure 13 est une vue schématique d'un dispositif d'essai d'arrachement sur une barre métallique noyée dans une éprouvette de béton. La figure 14 montre, schématiquement, en coupe longitudinale et en coupe transversale, un second type de poutrelle d'essai munie de barres d'armatures conformes à l'invention.
La figure 15 est un tableau indiquant les résultats d'une seconde série d'essais de flexion réalisés sur des poutrelles du type de la figure 14.
La figure 16 est un tableau indiquant, pour une poutrelle d'essai, l'ordre d'apparition des fissures, leur localisation et leurs épaisseurs en fonction de la charge appliquée.
La figure 17 montre, en coupe transversale, une barre ronde et une barre plate, munies d'empreintes directionnelles. La figure 1 représente schématiquement, en perspective, la disposition classique d'une pièce 1 en béton moulé 15, à l'intérieur de laquelle est noyée une cage d'armature 2. Dans l'exemple représenté, la pièce 1 est une poutre à section droite rectangulaire, s'étendant entre deux appuis écartés d'une distance L et ayant deux faces de parement, respectivement inférieure 11 et supérieure 1 1 ', et deux faces latérales verticales, respectivement 12, 12'.
Comme on le sait, lorsqu'une telle poutre est soumise à un effort de flexion sous l'effet d'une charge verticale, sa partie inférieure T placée au-dessous d'une ligne neutre 10, est soumise à des contraintes de traction, et sa partie supérieure C est comprimée. Pour résister aux sollicitations, la cage d'armature 2 comporte deux nappes de barres longitudinales, respectivement une nappe inférieure de barres 21 dites de flexion, et une nappe supérieure de barres 22 dites de montage, respectivement parallèles aux deux faces de parement 11 , 11 ' de la poutre 1 et s'étendant à une distance minimale d'enrobage de celles-ci. Pour résister aux sollicitations d'efforts tranchants, les deux nappes de barres longitudinales sont reliées par des armatures transversales formant des étriers rectangulaires 20 écartés les uns des autres et répartis sur la longueur de la poutre.
Toutes ces dispositions sont bien connues, la figure 1 étant un simple exemple. En particulier, le nombre de barres d'armature, leurs aires en section transversale et leur disposition dépendent de la forme de la pièce et des charges appliquées.
La figure 2 est un diagramme classique moment-déformation, illustrant le comportement de la pièce 1 lorsque celle-ci est soumise à un moment de flexion progressivement croissant, indiqué en ordonnées et provoquant une flèche, indiquée en abscisses, qui augmente avec la charge appliquée, en provoquant un allongement correspondant de la partie tendue T et de la face de parement inférieure 1 1.
Dans la première partie OA du diagramme qui correspond à un comportement élastique linéaire de la pièce, les barres tendues 21 et le béton qui les enrobe sont solidarisés par adhérence et s'allongent simultanément jusqu'à une courbure C1 , correspondant au point A, à partir de laquelle les contraintes de traction engendrées par la courbure de la pièce atteignent la contrainte limite de rupture à la traction du béton. Celui-ci se décharge alors sur les barres tendues 21 qui reprennent seules les contraintes de traction. Il en résulte une augmentation quasi-instantanée de la courbure de C1 à C2, correspondant au palier AB, avec un allongement des barres inférieures tendues 21 et un début de fissuration.
Lorsque la charge et, par conséquent, le moment de flexion augmentent, d'autres fissures apparaissent et s'ouvrent progressivement. La pièce suit alors une loi moment- déformation correspondant au tronçon BC dont la pente dépend du mécanisme de l'adhérence qui impose un glissement relatif des barres tendues par rapport au béton avec, corrélativement, une variation de la position de l'axe neutre. La pente de la droite OA correspond à la raideur flexionnelle Ecl de la pièce, E0 étant le module d'élasticité du béton non-fissuré et I son inertie. De même, la pente de la droite OB correspond à la raideur Eclf, lf étant l'inertie de la pièce après la première fissuration.
L'acier atteint sa limite d'élasticité au point C de la courbe. Il en résulte une plastification progressive des deux matériaux et, par conséquent, une faible évolution des moments de flexion et une raideur faible de la pièce qui se traduit par une plus faible pente du tronçon CD. Le moment de flexion maximal M3 qui correspond à la saturation des capacités du plus faible des deux matériaux, est atteint au point D à partir duquel la pièce a une raideur nulle, la déformation pouvant se poursuivre avec une élongation de la partie tendue jusqu'à la rupture des barres d'armature 21 qui résistent seules aux contraintes de traction.
Comme indiqué plus haut, ce comportement de la pièce sous l'effet d'un moment de flexion croissant se traduit par une évolution correspondante des contraintes tangentielles d'adhérence le long des barres tendues 21 , de la façon illustrée par le diagramme de la figure 3. On voit, en particulier, qu'à partir d'une contrainte tangentielle τA correspondant à la limite de rupture à la traction du béton, il se produit un glissement faible de l'armature avec formation de microfissures, la contrainte tangentielle d'adhérence augmentant progressivement jusqu'à une valeur τB qui correspond à la rupture d'adhérence acier-béton et à partir de laquelle les crans ou nervures de blocage des barres à haute adhérence entrent en jeu en venant en butée sur le béton d'enrobage. Il se produit alors un élargissement des premières fissures et une fissuration transversale du béton qui se développe au niveau des nervures de l'armature jusqu'à ce que la contrainte d'adhérence atteigne une valeur ultime τu correspondant à la rupture de la liaison acier-béton.
Cependant, si cette contrainte ultime d'adhérence est supérieure à la contrainte de traction maximale admissible par l'acier, c'est la barre d'armature qui cède, provoquant ainsi, la ruine de la construction.
L'inventeur en a déduit que le phénomène de rupture des armatures qui se produit parfois en cas d'augmentation excessive des sollicitations, par exemple en raison de secousses sismiques, pouvait être lié au mode de fonctionnement des barres d'armature à haute adhérence que l'on utilise habituellement pour augmenter la contrainte tangentielle d'adhérence.
Pour résoudre ce problème, l'inventeur a donc analysé le comportement, en cas de flexion sous l'effet d'une charge, de la partie tendue d'une pièce en béton armé telle qu'une poutre ou une dalle reposant sur deux appuis, dans laquelle est noyée une cage d'armature comportant une nappe inférieure de barres à haute adhérence qui sont munies, sur toute leur longueur, de verrous transversaux orientés en oblique par rapport à l'axe longitudinal de la barre, afin d'assurer une solidarisation continue avec le béton d'enrobage. Comme indiqué plus haut, en se référant à la figure 2, lorsque le moment de flexion appliqué sur la pièce détermine une courbure C1 pour laquelle les contraintes de traction résultant de l'allongement de la partie tendue correspondent à la résistance maximale à la traction du béton, une ou plusieurs fissures commencent à s'ouvrir. Lorsque la charge est localisée, une première fissure apparaît, normalement, au niveau de son point d'application. En revanche, lorsque la charge est appliquée en deux point écartés, les contraintes de traction sont sensiblement les mêmes entre les deux points d'application de la charge et provoquent, dans cette partie de la pièce, l'apparition d'un certain nombre de fissures. Ces fissures sont localisées de façon relativement aléatoire car, lors de la coulée, la constitution du béton, en particulier la répartition, la granulométrie et le degré de propreté des granulats, ainsi que la qualité du ciment, peuvent légèrement varier, de telle sorte que la pièce peut comporter certaines zones de faiblesse structurelle inhérentes à la qualité du béton, par exemple des bulles d'air ou des granulats plus fragiles ou moins propres, qui favorisent l'apparition de microfissures ayant tendance à s'élargir lorsque la charge appliquée et, par conséquent, la courbure de la pièce augmente.
C'est le cas, en particulier, lorsqu'une surcharge excessive est appliquée sur un ouvrage en béton, par exemple au passage sur un pont d'un camion dépassant la limite de charge par essieu, en cas de choc accidentel d'un véhicule sur une pile de pont, ou encore lors d'une secousse sismique.
Comme indiqué plus haut, il en résulte parfois la rupture de certaines barres d'armature et la ruine de l'ouvrage.
L'inventeur s'est attaché à résoudre de tels problèmes et a étudié spécialement les conditions dans lesquelles l'armature et le béton travaillent ensemble pour résister aux contraintes appliquées.
Dans ce but, il a procédé à des essais de flexion sur des poutrelles armées de différentes façons, en observant notamment la localisation des fissures, leur ordre d'apparition et en mesurant leurs épaisseurs, selon la charge appliquée.
La figure 4 montre, par exemple, une machine d'essai de flexion 4 en forme de cadre, comportant une traverse 41 fixée, à ses extrémités, sur deux colonnes 42 entre lesquelles est placée une poutrelle d'essai 5 reposant sur deux appuis écartés 43 par l'intermédiaire de rotules 44, 44'.
La poutrelle 5 est soumise, dans sa partie centrale, à une charge progressivement croissante au moyen d'un vérin 45 prenant appui, dans un sens au centre de la traverse 41 et, dans l'autre sens, sur la poutrelle 5, par l'intermédiaire d'un palonnier reposant sur deux appuis à rotules 46, 46' écartés, par exemple, d'une distance de 1 m.
Au moyen du vérin 45, on peut ainsi soumettre la poutrelle 5 à un moment de flexion progressivement croissant. Comme indiqué plus haut, sous l'effet de la charge appliquée, la partie tendue T de la pièce a tendance à s'allonger et, dans la partie OA du diagramme de la figure 2, les barres tendues et le béton s'allongent de la même façon. Cependant, les contraintes de traction qui en résultent s'appliquent différemment sur les barres tendues et sur le béton qui sont soumis, respectivement à des tractions T1 et T2 dans un rapport d'environ 1 à 15.
On peut admettre que les contraintes de traction restent constantes dans la partie la plus sollicitée, entre les deux points 46, 46' d'application de la charge.
Sur le diagramme de la figure 4a, qui montre l'évolution des contraintes de traction appliquées respectivement sur le béton et sur les barres d'armatures, les deux courbes T1 , T2 présentent donc chacune un palier entre les points d'application 46, 46'.
La figure 5 est une vue de détail schématique montrant, en coupe longitudinale, le comportement, dans sa partie la plus sollicitée, d'une poutre en béton armé 1 comportant, dans sa partie tendue, une nappe de barres d'armature 21 à haute adhérence munies, par conséquent, de nervures 23 sur toute leur longueur et dans laquelle s'ouvre une fissure 3. La figure 5a est un diagramme indiquant en ordonnées les contraintes de traction appliquées, respectivement, sur une barre tendue 21 et sur le béton d'enrobage.
Comme le montre ce diagramme, lors de l'ouverture d'une fissure 3, la contrainte de traction T1 appliquée sur le béton s'annule au niveau de la fissure et la contrainte de traction T2 sur l'acier augmente corrélativement. Il en résulte une augmentation de l'allongement de la barre 21.
Cependant, on sait que, dans le cas d'une barre à haute adhérence, la résistance à l'arrachement de cette barre est supérieure à sa résistance à la traction si la longueur scellée dépasse une certaine longueur dite « longueur de scellement », à partir de laquelle la barre est totalement bloquée dans le béton. Dans le cas d'une pièce en béton armé, la longueur d'une barre d'armature longitudinale dépasse largement cette longueur de scellement. De ce fait, lorsqu'une amorce de fissure 3 se crée dans le béton, les deux parties 21a, 21 'a de la barre s'étendant dans le béton, de part et d'autre de la fissure 3, sont totalement bloquées par les nervures 23 et c'est donc seulement la longueur d'acier 24 correspondant à l'épaisseur e de la fissure, qui est soumise à l'allongement. En cas d'augmentation des sollicitations, la largeur de la fissure 3 peut s'agrandir, par exemple de 1/10eme à 2/10eme, puis 3/10eme de millimètres, ce qui signifie que la longueur d'acier libre 24 dans la fissure va être amenée à doubler puis tripler, les parties scellées 21a, 21 'a restant bloquées dans le béton. Comme aucun acier ne peut supporter un tel allongement, une augmentation excessive des sollicitations provoquant un élargissement de la fissure et, par conséquent, une élongation trop importante de cette petite longueur de la barre va entraîner, par striction, la rupture brutale de celle-ci avec un risque d'effondrement de la structure.
L'inventeur s'est donc avisé qu'il serait intéressant de permettre un décrochage du béton au voisinage de la fissure, de telle sorte que la barre puisse s'allonger de la longueur nécessaire sous l'effet des tractions appliquées, sans causer de désordre dans le béton d'enrobage ni striction de l'acier.
Pour cela, il a eu l'idée d'inclure dans la barre à haute adhérence des zones de glissement dépourvue de crans ou nervures d'ancrage et permettant ainsi un décrochement de la barre sans désordre dans le béton.
Cependant, comme indiqué plus haut, si les fissures se forment d'abord dans la partie la plus sollicitée de la pièce, leur localisation reste aléatoire car elle dépend de la qualité du béton qui ne peut être absolument homogène.
Il est donc avantageux, pour tenir compte de cette répartition aléatoire des fissures, de ménager, le long d'une barre d'armature, plusieurs zones lisses écartées les unes des autres.
D'autre part, la longueur cumulée de ces zones lisses doit être limitée, de telle sorte que chaque barre tendue reste du type à haute adhérence sur la plus grande partie de sa longueur, afin de conserver à la pièce en béton une raideur permettant de limiter sa déformation sous flexion. On a donc mis au point un nouveau type de barre d'armature dont le principe est schématisé sur la figure 6.
Selon l'invention, au lieu d'être ménagés, comme habituellement, sur toute la longueur de la barre d'armature 21 afin de réaliser un blocage continu, les crans ou nervures 23 sont disposés dans des zones de blocage écartées 25 ayant chacune une longueur I et séparées l'une de l'autre par une zone 26 ayant une surface lisse et s'étendant sur une distance d.
Comme précédemment, les efforts appliqués sur la pièce en béton armé 1 , par exemple un moment de flexion, entraînent l'allongement de la partie tendue T de la pièce et, par conséquent, la mise en traction de chaque barre tendue 21 et du béton 16 qui l'enrobe, avec l'apparition d'au moins une amorce de fissure 3 lorsque la résistance à la traction du béton 16 est dépassée.
Une augmentation des contraintes de traction appliquées détermine, corrélativement, une augmentation des contraintes d'adhérence de part et d'autre de la partie 24 d'une barre tendue 21 correspondant à l'ouverture de la fissure 3 qui, dans le cas de la figure 6, se forme au niveau de la zone lisse 26 comprise entre deux zones de blocage 25. Au droit de cette fissure 3, le différentiel de traction entre la contrainte de traction de l'acier T2 et celle du béton T1 est maximal. Lorsque la contrainte de cisaillement appliquée par ce différentiel de traction, dépasse la résistance au décollement de l'acier qui est plus faible dans la zone lisse 26a de la barre, celle-ci va se détacher du béton.
Il se forme donc, de part et d'autre de la fissure 3, deux parties décrochées 27, 27' (figure 6) s'étendant sur une longueur totale 2 d' qui est fonction de l'augmentation des contraintes de traction appliquées, due à l'ouverture de la fissure.
Du fait qu'elles sont décrochées du béton, ces deux parties 27, 27' de la barre vont pouvoir s'allonger librement et l'allongement correspondant à cette augmentation des contraintes de traction, va donc se répartir sur la longueur 2d' de la partie décrochée. Par exemple, si la longueur décrochée 2d' est de 50 mm, la barre 21 pourra s'allonger de 50 à 50,1 puis 50,2 puis 50,3 millimètres si la fissure s'agrandit de 0,1 à 0,2 puis à 0,3 millimètres. Une barre d'acier peut parfaitement supporter un tel allongement réparti sur une longueur d'environ 50 millimètres alors que, dans le cas de la figure 4, cet allongement était limité à la seule partie libre 24 de la barre, correspondant à la largeur de la fissure.
De plus, au fur et à mesure de l'augmentation de la traction, le décrochement va pouvoir s'étendre sur toute la longueur d de la zone lisse 26a, le long de laquelle le béton d'enrobage n'est donc soumis à aucune contrainte de traction. Comme le montre la figure 6a, la contrainte de traction T1 s'annule alors sur toute la longueur de la zone lisse 26a et présente un palier à ce niveau, de part et d'autre de la fissure 3, la contrainte de traction T1 sur l'acier augmentant corrélativement sur un palier de même longueur. Par conséquent, l'allongement de la barre qui en résulte va se répartir sur toute cette longueur d, sans désordre dans le béton. Grâce à cette possibilité d'allongement de la barre 21 au niveau d'une fissure, le long d'une zone lisse 26, il sera donc possible d'éviter ou, au moins, de diminuer considérablement le risque de rupture des armatures pouvant entraîner la ruine et l'effondrement brutal d'un ouvrage.
Une poutre ou une dalle en béton ainsi armée résistera donc mieux au passage d'une charge dépassant la limite pour laquelle elle a été calculée ou bien aux surcharges localisées résultant d'une secousse sismique.
En effet, du fait que les zones de glissement peuvent être réparties sur toute la longueur des armatures, on pourra bénéficier de la possibilité d'allongement de celles-ci en tout endroit où pourront se former des fissures ayant tendance à s'élargir. D'autre part, dans la zone décrochée de la barre, le béton n'est plus entraîné par l'acier.
La fissure a donc moins tendance à s'élargir et aucune autre fissure ne peut apparaître sur la longueur d de la zone décrochée 26a puisque le béton n'est plus tendu.
On a donc eu l'idée qu'en répartissant des parties lisses le long de chaque barre tendue, il serait possible d'agrandir la zone où peuvent apparaître aléatoirement des fissures et d'augmenter le nombre de celles-ci en diminuant corrélativement leur épaisseur maximale.
Pour mettre au point ce nouveau type d'armature à haute adhérence, on a soumis plusieurs séries de poutrelles munies de barres d'armature selon l'invention, à des essais de flexion réalisés dans les mêmes conditions sur une machine d'essai du type représenté sur la figure 4. Pour permettre les comparaisons, toutes ces poutrelles d'essai étaient armées d'une façon analogue par une cage de ferraillage 2 représentée schématiquement, en coupe transversale, sur la figure 7 et en coupe longitudinale sur les différentes vues de la figure 8. Pour tenir compte essentiellement du rôle des barres tendues, cette cage de ferraillage 2 présente une forme triangulaire comportant seulement trois barres longitudinales, respectivement deux barres inférieures 21 dans la partie tendue de la poutre 5 et une barre supérieure 22 dans la partie comprimée, lesdites barres étant reliées par des étriers triangulaires 20. La figure 8 montre les résultats d'une première série d'essais de flexion réalisés sur six types de poutrelles, respectivement 51 à 56, dans lesquelles les cages d'armature sont réalisées de la même façon et comportent, pour simplifier, seulement trois étriers de solidarisation 20 placés respectivement dans la partie centrale et aux deux extrémités de chaque poutrelle. La figure 7 montre schématiquement une telle disposition sur sa partie gauche qui est une vue en coupe transversale selon la ligne A-A de la figure 8, au niveau de l'étrier central.
Selon l'invention, les barres longitudinales inférieures des poutrelles d'essais sont munies de zones de blocage dont le nombre et la répartition varient d'une poutrelle à l'autre.
Pour faciliter la réalisation des zones de blocage, ces barres tendues 21 sont constituées de bandes métalliques lisses à section aplatie, comme indiqué sur la figure 7.
En effet, dans cette première série d'essais, pour simplifier la réalisation des poutrelles, on a utilisé des barres plates à surface lisse avec de simples points de blocage réalisés par de petits fers transversaux 28 soudés sur les faces supérieures planes des barres longitudinales 21 comme cela est indiqué sur la partie droite de la figure 7 qui est une vue en coupe transversale selon la ligne B-B de la figure 8, le nombre et la répartition de ces fers transversaux variant selon le type de poutrelle d'essais.
Ainsi, la première poutrelle 51 représentée schématiquement à la partie supérieure de la figure 8, comporte un seul blocage central a0 constitué par la partie inférieure 20a de l'étrier central 20, soudée sur les deux barres 21 qui, de façon classique, sont simplement munies de crosses d'ancrage à leurs deux extrémités.
La seconde poutrelle 52 est munie, en revanche, de cinq blocages comprenant le même blocage central a0 et, de part et d'autre de celui-ci, deux paires de fers transversaux soudés sur les barres 21 , et constituant quatre blocages, respectivement au a2 d'un côté et a\, a'2 de l'autre côté. On peut ainsi faire varier le nombre et les écartements des points de blocages constitués par les fers transversaux placés de part et d'autre du blocage central 20a et plus ou moins écartés les uns des autres, toutes les poutrelles d'essais ayant la même portée, par exemple 1 ,5 m entre les appuis 44, 44' pour une distance de 0,30 m entre les points d'application de la charge 46, 46'. Par exemple, dans le cas de la poutrelle 52, les quatre fers transversaux 27 constituant, avec le fer central 20a, les cinq blocages a^, a2, a0, a\, a'2 sont écartés l'un de l'autre d'une distance d'environ 25 cm pour une portée entre appuis 1 ,5 m. Comme le montre la figure 8, la poutrelle 53 comporte quatre fers transversaux, de chaque côté du fer central 20a et, par conséquent, neuf blocages respectivement bi....b4, a0, b'i b'4 écartés l'une de l'autre d'environ 14 cm. La poutrelle 54 comporte sept fers transversaux de chaque côté du fer central 20a, soit 15 blocages écartés de 9,4 cm. La poutrelle 55 comporte 10 fers transversaux de chaque côté du fer central 20a, soit 21 blocages écartés de 6,8 cm et la poutrelle 56 comporte 30 fers transversaux soit 31 blocages écartés de 4,7 cm.
Toutes ces poutrelles ont été soumises à des essais de flexion dans les mêmes conditions et l'on a observé l'apparition des microfissures au cours de l'augmentation progressive de la charge appliquée par le vérin 45.
Sur les différents schémas de la figure 8 on a indiqué par des traits verticaux, la localisation des fissures, ainsi que l'ordre dans lequel elles sont apparues.
Ainsi, sur la poutrelle 51 comportant seulement un blocage central a0, on observe, de part et d'autre de celui-ci, l'apparition successive de deux fissures, respectivement une première fissure U à droite et une seconde fissure f2 à gauche, ces deux fissures étant localisées dans la partie centrale, la plus sollicitée, de la poutre, sensiblement à égale distance du plan médian vertical.
La poutrelle 52 comporte, de chaque côté du blocage central a0, deux points de blocage écartés d'une distance d'environ 25cm pour une portée de 1 ,5 m entre les deux appuis 44, respectivement a^, a2, à gauche et a\, a'2, à droite. Au cours de l'augmentation du moment de flexion appliqué, on voit apparaître successivement une première fissure fi à gauche du blocage central a0, une seconde fissure f2 à droite, une troisième fissure f3 à gauche de la première fissure fi et une quatrième fissure f4 à droite de la seconde fissure f2.
Tout se passe donc comme si les zones de glissement attiraient de nouvelles fissures en évitant, ainsi, un élargissement de la première fissure fi.
On a ainsi pu observer que, grâce à cette constitution particulière des barres d'armature tendues, à partir de l'apparition d'une première fissure et du décrochage de la barre dans une première zone de glissement entre deux blocages, une augmentation des contraintes de traction appliquées déterminait successivement l'apparition d'autres fissures et le décrochage de la barre tout d'abord dans des zones de glissement voisines de cette première zone fissurée puis, selon la valeur des contraintes, dans d'autres zones de glissement plus éloignées et ainsi de suite, en s'écartant de part et d'autre de la première zone de glissement au fur et à mesure de l'augmentation des contraintes de traction appliquées.
Cependant, on peut observer que les fissures ne sont pas localisées de façon parfaitement symétrique de part et d'autre du plan médian de la poutre, car, comme indiqué plus haut, le risque d'ouverture d'une fissure dépend de la qualité du béton qui n'est pas absolument homogène. Par exemple, dans le cas de la poutre 52 à cinq blocages, les quatre fissures observées sont localisées dans la partie centrale de la poutre, entre les blocages a^ et a'i, de part et d'autre du blocage central a0.
Dans le cas de la poutrelle 53 munie de neuf points de blocage, on observe l'apparition de la première fissure fi sur la zone de glissement hi, à gauche du blocage central a0, puis successivement, l'apparition, à droite du blocage central a0, d'une seconde fissure f2 sur la zone de glissement h'i, puis d'une troisième fissure f3 sur la zone de glissement h'2, à droite du blocage b'1 , une quatrième fissure f4 dans la zone de glissement h2 et une cinquième fissure f5 dans la zone de glissement h'3 à droite du blocage b'2. La figure 8 montre également la localisation et l'ordre d'apparition des fissures sur les poutrelles 54 (15 blocages), 55 (21 blocages) et 56 (31 blocages). On voit que, à part des cas particuliers pouvant être dus à la constitution du béton, comme la fissure f8 pour la poutrelle 54 et la fissure f7 pour la poutrelle 56, ces fissures sont d'abord localisées dans la partie centrale de la poutrelle puis s'éloignent de plus en plus du plan médian au cours de l'augmentation de la charge appliquée par le vérin 45.
L'utilisation de barres d'armature comportant une série alternée de zones de glissement espacées, séparées les unes des autres par des points de blocage écartés, va donc permettre de répartir la fissuration sur une certaine longueur de la poutre, l'apparition d'une fissure dans une zone de glissement provoquant le décrochement de la barre dans cette zone de glissement en annulant la contrainte de traction sur tout le béton d'enrobage décroché, de telle sorte que l'élargissement de la fissure est limité dans cette zone décrochée et qu'aucune autre fissure n'aura donc tendance à s'y former, cette partie de la pièce étant, pour ainsi dire, "vaccinée".
Ainsi, à partir de l'apparition d'une première fissure et du décrochage d'une barre longitudinale tendue dans une première zone de glissement, l'augmentation progressive des contraintes de traction appliquées va déterminer successivement l'apparition de fissures et le décrochage de la barre, tout d'abord dans ou au voisinage des zones de glissement situées de part et d'autre de cette première zone fissurée puis, selon la valeur des contraintes, dans d'autres zones de glissement plus éloignées de part et d'autre de la première zone décrochée et ainsi de suite, en s'écartant de part et d'autre de celle-ci au fur et à mesure de l'augmentation des contraintes de traction appliquées.
On a donc eu l'idée qu'en répartissant judicieusement des zones de blocage et des zones de glissement le long des barres d'armature tendues, on pourrait augmenter le nombre de fissures secondaires apparaissant successivement de part et d'autre de la zone comportant la première fissure et, corrélativement, diminuer l'épaisseur de celle-ci, chaque fissure secondaire ayant une épaisseur telle que la somme des épaisseurs de la première fissure et des fissures secondaires ouvertes à un instant déterminé, soit fonction de l'allongement global de la barre qui résulte des contraintes appliquées à cet instant. Cet allongement se répartit donc sur l'ensemble des parties décrochées des armatures qui correspondent à ces fissures secondaires, au fur et à mesure de leur apparition.
Pour la mise en œuvre de l'invention, il va ainsi être possible de déterminer le nombre et la répartition des zones de blocage, leurs longueurs respectives et celles des zones de glissement, en fonction de la répartition et des valeurs prévisibles des contraintes de traction le long de chaque barre tendue, de façon que l'épaisseur de chaque fissure ne dépasse pas une limite donnée.
Ceci est illustré par les diagrammes des figures 9, 10, 1 1 qui regroupent les résultats des essais réalisés sur les différentes poutrelles. La figure 9 est un diagramme indiquant, pour chaque poutrelle, la flèche mesurée lors des essais de chargement et correspondant à la charge indiquée en ordonnées. On voit que chaque poutrelle a une limite à partir de laquelle la courbe tend vers une asymptote, la poutrelle n'opposant plus de résistance à la déformation. Comme on pouvait s'y attendre, cette limite est la plus faible pour la courbe 1 correspondant à la poutrelle 51 de la figure 8, la chute brutale de la résistance correspondant au décrochage des armatures tendues qui présentent une surface lisse, de part et d'autre du blocage central 20a.
La courbe 2 qui correspond à la poutrelle 52 avec cinq blocages, présente une limite supérieure et l'on remarque que l'augmentation du nombre de blocages confère à la poutrelle une résistance supérieure mais seulement jusqu'à une certaine limite. En effet, la poutrelle 56 ayant trente et un blocages et correspondant à la courbe 6 présente une résistance un peu inférieure à celle des poutrelles 53, 54, 55.
On constate que la résistance maximale de ces trois poutrelles est pratiquement la même alors que le nombre de zones de blocage varie de plus de 40 %. L'adjonction de blocages permet donc d'augmenter la résistance de la poutrelle mais seulement jusqu'à un seuil à partir duquel cette résistance diminue. Le meilleur résultat est obtenu pour les poutres
54 et 55 correspondant respectivement aux courbes 4 et 5 et comportant respectivement quinze et vingt et un blocages.
La figure 10 est un diagramme indiquant, en ordonnées, le nombre de fissures qui apparaissent au cours de l'augmentation de la flèche indiquée en abscisses. Comme indiqué plus haut, pour la poutre 51 comportant seulement un blocage central, on ne voit apparaître que deux fissures fi f2 dont la largeur augmente donc progressivement au cours de l'augmentation de la flèche.
Le plus grand nombre de fissures est obtenu pour la poutrelle 54 (courbe 4) avec neuf fissures et pour la poutrelle 55 (courbe 5) avec huit fissures. II est à noter que ces fissures apparaissent assez rapidement, avant que la flèche dépasse 10 millimètres pour une portée de 1 ,5 m entre appuis. II est donc intéressant de mettre en relation ce diagramme avec celui de la figure 11 qui indique, en ordonnées, l'ouverture cumulée des fissures en fonction de la flèche indiquée en abscisses.
A part la courbe 2 correspondant à la poutrelle 52 avec cinq blocages, on constate que l'ouverture cumulée des fissures est à peu près la même pour les autres poutrelles tant que la flèche reste peu importante.
Les courbes 4 et 5 correspondant aux poutrelles 54 et 55 montrent qu'il y a un espacement optimal entre blocages permettant d'obtenir le plus grand nombre de fissures avec une ouverture cumulée limitée, cet espacement étant un compromis entre la résistance de la poutre et le nombre de fissures.
Il ressort donc de cette première série d'essais que l'utilisation de barres d'armature comportant, selon l'invention, une série de zones de glissement séparées par des points de blocage, permet de répartir la fissuration sur une zone pouvant aller jusqu'à 2/3 de la longueur de la poutrelle et, en augmentant ainsi le nombre de fissures, de limiter leurs ouvertures. Il sera donc possible de respecter plus facilement la réglementation qui impose une ouverture maximale ne dépassant pas 0,2 à 0,3 mm, au plus 0,5 millimètres et, par conséquent, de limiter le risque de corrosion au cours du temps.
De plus, l'alternance de points de blocage et de zones de décrochage permet, au niveau de chaque fissure, de répartir l'allongement des barres tendues sur une assez grande longueur et, par conséquent, d'éviter le risque de rupture par striction des barres d'armature dans les zones les plus sollicitées en cas d'augmentation excessive et/ou localisée des contraintes de traction.
Cependant, dans cette première série d'essais, réalisée pour étudier l'influence des zones de glissement, les blocages, constitués de simples fers transversaux étaient ponctuels. Or, comme indiqué plus haut, il est préférable, pour conserver la raideur souhaitée de la pièce, que chaque barre d'armature reste du type à haute adhérence sur la plus grande partie de sa longueur, les zones de glissement ayant une longueur plus faible que les zones de blocage entre lesquelles elles sont ménagées, de la façon représentée schématiquement sur la figure 6.
En outre, la répartition des fissures étant aléatoire, il est possible que, dans la partie la plus sollicitée de la pièce, des zones de blocage présentent un point particulier de plus grande faiblesse, tel qu'une bulle d'air ou un granulat poussiéreux et que la fissure se crée à cet endroit, de la façon représentée schématiquement sur la figure 12.
Dans ce cas, comme le montre le diagramme de la figure 12a, la contrainte de traction T1 dans le béton s'annule au droit de la fissure 3 et il en résulte, corrélativement, une augmentation de la contrainte de traction T2 qui est reprise par les deux parties 25b ,25'b de chaque barre tendue 21 s'étendant de part et d'autre de la fissure 3.
Or, comme indiqué plus haut, une barre à haute adhérence est totalement bloquée dans le béton et résiste à une contrainte de traction pouvant atteindre la limite élastique de l'acier si elle est scellée dans le béton sur une longueur minimale I0 qui est appelée longueur de scellement. Cette longueur de scellement dépend de la qualité du béton et de la nature des barres d'armature. Dans le cas d'une barre ronde, cette longueur de scellement peut être de l'ordre de 10 à 12 fois son diamètre pour une barre à haute adhérence et de 20 à 25 fois le diamètre pour une barre lisse.
Ceci peut être mis en évidence par un essai d'arrachement réalisé, par exemple, de la façon illustrée par la figure 13, sur une barre d'acier 6 scellée dans une éprouvette de béton 60.
Cette barre 6 est prolongée à l'extérieur de l'éprouvette 60 par une partie libre 61 sur laquelle est appliqué un effort de traction par des mors de serrage 62, au moyen de vérins non représentés prenant appui sur la face avant de l'éprouvette 60.
En faisant varier les efforts appliqués et la longueur de la barre scellée dans l'éprouvette, on peut déterminer la longueur minimale de scellement (I0) de la barre à partir de laquelle celle-ci résiste à la traction appliquée, sans désordre dans le béton, jusqu'à la limite élastique de l'acier, c'est-à-dire jusqu'à la rupture par striction de la barre 6 en dehors de l'éprouvette.
Un dispositif de mesure 63 tel qu'un peson, fixé à l'extrémité opposée 61 ' de la barre 6, permet de vérifier si la longueur L scellée dans l'éprouvette 60, dépasse la longueur minimale de scellement (I0), la traction appliquée sur l'extrémité 61 ' de la barre 6 opposée aux mors 62 étant, alors, nulle. En effet, la contrainte de traction appliquée par les mors 62 sur l'extrémité avant 61 diminue progressivement le long de la longueur de scellement (I0) et est nulle sur la partie restante de la barre 6.
De la même façon, comme le montre la figure 12a, si, d'un côté de la fissure, la longueur (h) de la partie 25b de la zone de blocage 25 est supérieure à la longueur de scellement (I0), l'augmentation Δt de la traction appliquée sur une barre 21 , en raison de l'ouverture d'une fissure 3 est maximale au droit de la fissure 3 et diminue progressivement de part et d'autre de celle-ci, jusqu'à devenir nulle à une distance (I0) de la fissure, la traction appliquée sur la barre reprenant alors sa valeur moyenne T2.
En revanche, si la longueur (I2) de la partie restante 25'b de la zone de blocage, est inférieure à la longueur de scellement (I0), cette partie à haute adhérence 25'b ne peut absorber qu'une partie de l'augmentation de traction Δt et, à son extrémité 29, il reste donc un surcroît de contrainte Δ't qui est transmis à la zone de glissement voisine 26b, le même surcroît de contrainte Δ't devant être absorbé par le béton d'enrobage.
Le différentiel de traction 2Δ't entre l'acier et le béton est équilibré par la contrainte tangentielle d'adhérence le long de cette partie lisse 26b. Or, les essais montrent que, dans le cas d'une barre lisse, la longueur de scellement déterminant un blocage total de la barre par rapport au béton d'enrobage est de l'ordre de 20 à 25 fois son diamètre. De plus, comme indiqué plus haut, la longueur des zones lisses 26 ménagées le long d'une barre tendue 61 doit être relativement limitée afin de ne pas diminuer exagérément la raideur de la pièce. Par conséquent, la longueur d de la zone de glissement 26b de la barre est, normalement, inférieure à la longueur de scellement l'o d'une barre lisse équivalente, et cette partie 26b va donc se décrocher du béton sous l'effet du différentiel de traction 2 Δ't, si celui-ci est supérieur à la contrainte tangentielle d'adhérence de cette zone lisse 26b. Les deux courbes T1 et T2 présentent, alors, un palier sur toute la longueur de la zone de glissement 26b, comme le montre la figure 12a.
Le surcroît de traction Δ't est donc appliqué sur la zone de blocage suivante 25' et absorbé par celle-ci, la traction sur la barre 61 reprenant alors sa valeur moyenne T2, de même que la traction absorbée sur le béton reprend sa valeur T1.
Cependant, un tel décrochement de la zone de glissement 26b suppose que, à l'extrémité de la zone de blocage adjacente 25'b, il existe encore un surcroît de traction de l'acier par rapport au béton, et ceci n'est possible que si la partie 25'b de la zone de blocage ne dépasse pas la longueur de scellement I0 d'une barre à haute adhérence. En outre, comme on vient de le voir, il est nécessaire que la longueur d de la zone de glissement adjacente 26b soit telle que cette zone puisse être décrochée par ce surcroît de traction.
De plus, il apparaît que, dans le cas de la formation d'une fissure au niveau d'une zone de blocage, pour éviter un blocage total de la barre par rapport au béton entraînant un risque de rupture par striction de celle-ci, il faut que la longueur de cette zone de blocage soit inférieure au double de la longueur de scellement I0. De la sorte, en effet, l'augmentation de traction résultant de la formation d'une fissure au niveau d'une zone à haute adhérence ne sera absorbée que partiellement par l'une des parties de cette zone placée d'un côté de la fissure et transmise à la zone de glissement voisine qui se décrochera sous l'effet du différentiel de traction et permettra donc un allongement correspondant de la barre.
De même, la longueur de chaque zone lisse ne doit pas dépasser la longueur de scellement d'une barre lisse équivalente, de façon que le différentiel de traction entre l'acier et le béton permette son décrochement à l'extrémité de la zone de blocage précédente.
Par ailleurs, comme indiqué plus haut, il faut que le différentiel de traction entre l'acier et le béton, à l'extrémité d'une zone de blocage, soit suffisant pour entraîner le décrochement de la zone de glissement adjacente. Or, ce différentiel de traction sera d'autant plus important que la longueur de la zone de blocage sera faible.
On peut donc en déduire une corrélation entre les longueurs des zones de blocage et celles des zones lisses qui peuvent être d'autant plus longues que les zones HA précédentes sont courtes, tout en restant inférieures à la longueur de scellement équivalente.
Pour la réalisation des barres d'armature selon l'invention comportant des zones de blocage et des zones de glissement alternées, il sera donc intéressant d'adapter le nombre et les longueurs relatives de ces zones, afin de choisir une répartition optimale en fonction du résultat recherché.
Dans ce but, on a procédé à une seconde série d'essais de flexion réalisés dans les mêmes conditions, au moyen d'une machine du type représenté sur la figure 4, sur des poutrelles armées de barres selon l'invention, et dans lesquelles on a fait varier le nombre, la répartition et les longueurs relatives des zones de blocage et des zones de glissement.
La figure 14 montre, en coupe transversale sur sa partie droite et en demi-coupe longitudinale sur sa partie gauche, une telle poutrelle d'essais 7 dans laquelle est noyée une cage de ferraillage 2 comportant, comme précédemment, deux barres longitudinales inférieures 71 et une barre longitudinale supérieure 72 reliées, aux deux extrémités et dans la partie centrale de la poutre, par des étriers 70 de forme triangulaire.
Comme précédemment, les barres tendues 71 sont constituées, dans les essais réalisés, de bandes à section rectangulaire, ayant, par exemple, une largeur de 25 mm et une épaisseur de 3,5 mm. Les poutrelles d'essais ainsi réalisées ont été soumises à des essais de flexion sur une machine du type représenté sur la figure 4, avec une distance de 0,30 m entre les points d'application de la charge 46, 46' et une portée de 1 ,5 m entre les points d'appui 44, 44'.
Pour faire varier facilement le nombre, la répartition et les longueurs relatives des zones de glissement et des zones de blocage, celles-ci ont été constituées par des tronçons de fers à haute adhérence (dits HA) 73 qui sont soudés sur les barres longitudinales 71 et séparés les uns des autres par des zones libres 74. L'utilisation de barres plates 71 facilite le soudage des fers HA 73 sur la face supérieure plane de celles-ci.
De la sorte, sur la longueur d'une barre longitudinale 71 , il est possible de faire varier le nombre et les longueurs relatives des fers à haute adhérence 73 qui constituent des zones de blocage et des espaces 74 qui constituent des zones de glissement, l'armature étant seulement constituée, à ce niveau, d'une bande lisse.
On a ainsi pu réaliser une série de poutrelles d'essais munies de barres d'armature de différents types, qui ont été soumises à des essais de flexion par application, sur les appuis écartés 46, 46', d'une charge verticale progressivement croissante. Au cours de chaque essai, on a mesuré la charge appliquée et la flèche correspondante prise par la poutrelle dans son plan médian et l'on a repéré l'ordre d'apparition et la localisation des fissures, en mesurant leurs épaisseurs.
Le tableau de la figure 15 regroupe les résultats d'essais de flexion réalisés sur trois séries de cinq poutrelles ayant toutes une longueur de 1 ,8 m pour une portée entre appuis de 1 ,5 m et une distance de 0,30 m entre les points d'application de la charge 46, 46'. Pour permettre les mesures, les poutrelles étaient divisées en sections d'une largeur de 10 cm afin de repérer l'ordre d'apparition des fissures et de les localiser en mesurant leurs distances par rapport à l'extrémité de gauche de la poutrelle, comme indiqué sur le schéma de la figure 16. Chaque poutrelle est repérée par un nombre de trois chiffres, les deux premiers chiffres indiquant la longueur, en centimètres, des fers HA constituant chaque zone de blocage et le troisième chiffre indiquant la longueur, en centimètres, des zones lisses interposées entre deux zones de blocage successives. Ainsi, la poutrelle P061 comporte des zones de blocage de 6 cm séparées par des zones lisses de 1 cm.
Les cinq poutrelles de la première série comportent donc toutes des zones de blocage ayant une longueur de 6 cm séparées par des zones lisses dont la longueur varie de 1 cm pour la poutrelle P061 à 5 cm pour la poutrelle P065. Pour chaque poutrelle, on a noté, en fonction de la charge appliquée et au fur et à mesure de leur apparition, le nombre de fissures, l'épaisseur de la fissure la plus large et la flèche atteinte, à ce moment, par la poutrelle dans son plan médian. Le tableau de la figure 15 regroupe ces résultats par colonnes correspondant chacune à une largeur maximale de fissures. Par exemple, la poutrelle P061 comportant des zones de blocage de 6 cm séparées par des zones lisses de 1 cm ne présente aucune fissure sous une charge de 7,5 kN alors que la flèche est de 3 cm dans le plan médian. En revanche, sous une charge de 15 kN, on voit apparaître 6 fissures dont l'épaisseur ne dépasse pas 0,1 mm, la flèche atteinte sous cette charge étant de 5 cm. De même, sous une charge de 30 kN, la flèche est de 10 cm et l'on voit apparaître 10 fissures avec une épaisseur maximale de 0,3 mm.
Pour les poutrelles de la deuxième série, les zones de blocage ont une longueur de 10 cm et sont séparées par des zones lisses dont la longueur varie de 1 cm pour la poutrelle P101 à 5 cm pour la poutrelle P105. Les poutrelles de la troisième série sont munies d'armatures comportant des zones de blocage de 14 cm séparées par des zones lisses dont la longueur va de 1 à 5 cm.
Comme indiqué plus haut, toutes les poutrelles d'essais sont armées de barres plates ayant une aire, en section transversale, de 25 x 3,5 mm qui correspond à celle d'une barre ronde équivalente de diamètre 10,5 mm pour laquelle la longueur de scellement est de 10 à 15 cm. Même pour les barres de la troisième série, les zones de blocage ont une longueur inférieure au double de la longueur de scellement et ne risquent donc pas de déterminer un blocage total en cas de formation d'une fissure à ce niveau.
Le tableau de la figure 15 montre que la répartition des zones de blocage et des zones lisses influe sensiblement sur la raideur de la pièce, c'est-à-dire la flèche prise sous une certaine charge, le nombre de fissures et leurs épaisseurs.
Il semble que la meilleure configuration soit celle des poutrelles P101 et P102 comportant des zones de blocage de 10 cm ainsi que P141 et P142 comportant des zones de blocage de 14 cm. En effet, pour une même épaisseur maximale de fissures, ces poutrelles peuvent supporter une charge supérieure de 25 à 30 % à la charge admise par les autres poutrelles.
Par exemple, pour une épaisseur maximale des fissures de 0,2 mm, les poutrelles P101 et P102 supportent une charge dépassant 30 KN alors que, pour les autres poutrelles, une telle charge provoque l'ouverture de fissures ayant une épaisseur de 0,3 ou, même, de 0,5 mm.
D'autre part, il semble préférable de limiter la longueur des zones de glissement à 30 mm, de préférence 10 ou 20 mm, la charge supportée, pour une même épaisseur maximale de fissures, étant inférieure pour des zones de glissement de 40 et 50 mm. En pratique, la longueur des zones de glissement devrait être de l'ordre de 5 à 30 mm. Toutefois le tableau de la figure 15 montre qu'un résultat intéressant peut être obtenu également avec les poutrelles P062 et P063 qui associent des couples de longueurs HA faibles et de zones lisses plus importantes.
Il apparaît donc que, dans certains cas, des longueurs réduites de zones de blocage peuvent être intéressantes si elles sont associées à des zones lisses relativement importantes permettant une plus grande dissipation d'énergie lors de leur décrochage.
Une telle association serait particulièrement avantageuse pour des ouvrages construits dans des zones à risque sismique ou pour des applications présentant un risque d'explosion ou de choc violent.
A titre d'exemple, le tableau de la figure 16 indique l'évolution de la fissuration pour la poutrelle P102 qui semble donner les meilleurs résultats puisqu'elle peut supporter une charge allant jusqu'à 39 kN, avec une flèche de 12 cm, pour une épaisseur maximale de fissures de 0,3 mm.
La poutrelle est représentée schématiquement au-dessus de ce tableau, afin d'indiquer l'ordre d'apparition et la localisation des fissures. Sur le tableau, les deux premières colonnes indiquent respectivement la charge appliquée et la flèche mesurée au milieu de la poutrelle, sous cette charge.
Les autres colonnes indiquent, pour chacune des fissures et selon leur ordre d'apparition, l'épaisseur de cette fissure en fonction de la charge appliquée.
On aurait pu s'attendre à ce que la fissure f^ qui apparaît la première dans la partie centrale de la poutrelle présente toujours une épaisseur supérieure aux autres.
En réalité, il apparaît que, si l'ouverture cumulée des fissures, indiquée dans la dernière colonne du tableau, augmente en fonction de la charge appliquée, quatre fissures f2, f3, f4, f5 s'ouvrent très rapidement à partir d'une charge de 15 kN, ce qui permet ensuite de limiter l'ouverture de la première fissure fi qui présente la même épaisseur que les fissures f3, f4, f5 jusqu'à une charge relativement importante, de 39 kN, pour laquelle cette épaisseur de 0,3 mm reste encore admissible, la seconde fissure f2, plus éloignée de fi, ayant une épaisseur un peu plus faible. D'ailleurs, c'est à partir de cette charge maximale de 39 kN que la partie comprimée C de la poutrelle commence à éclater, la charge ne pouvant alors augmenter que faiblement jusqu'à la ruine de la poutrelle, sans rupture des aciers.
D'autre part, les essais montrent que la fissuration s'étend sur une longueur de l'ordre des 2/3 de la portée de la poutrelle entre les appuis 44, 44' et que, dès le début de la fissuration, la zone où apparaissent les premières fissures ne se limite pas à la partie centrale de la poutre, entre les points d'application de la charge 46, 46'. Par exemple, dans le cas de la poutrelle P102, les fissures f2 et f3 se forment à l'extérieur de cette partie centrale 46, 46'.
Comme indiqué plus haut, toutes les poutrelles étaient armées, dans la partie tendue T, de barres plates 71 ayant une section transversale de 25 x 3,5 mm, équivalente à une barre ronde ayant un diamètre d'environ 10 mm. Pour la poutre P102, les zones de blocage ont donc une longueur du même ordre que la longueur de scellement I0.
Ces deux séries d'essais confirment donc que l'utilisation de barres d'armature comportant, selon l'invention, une série alternée de zones de blocage et de zones de glissement permet de répartir la fissuration sur une grande longueur de la pièce, pouvant aller jusqu'au 2/3 de la portée entre appuis et, ainsi, en multipliant le nombre de fissures de réduire leurs épaisseurs et d'augmenter sensiblement la charge supportée pour une épaisseur maximale de fissures respectant la réglementation, afin d'éviter, en particulier, le risque de corrosion des armatures. De plus, en ménageant, le long de l'armature, des zones lisses pouvant se décrocher du béton et, ainsi, s'allonger librement au droit ou au voisinage d'une fissure, on évite le risque de rupture de l'armature par striction. Cet avantage est particulièrement important dans des zones à risques sismiques, ou bien en cas d'explosion ou de choc violent. En effet, une partie d'un ouvrage tel qu'une poutre ou une dalle, par exemple, pourra éventuellement subir une déformation relativement importante sans rupture des armatures et, par conséquent, sans risque d'effondrement brutal de l'ouvrage, en raison de la répartition de la fissuration sur pratiquement toute la portée de la pièce et de la dissipation d'énergie par décrochement de certaines zones lisses. De même, une travée de pont soumise accidentellement à une surcharge trop élevée, par exemple, au passage d'un convoi exceptionnel, pourra se déformer avec, éventuellement, ouverture de nombreuses fissures qui pourront être réparées par la suite, mais sans risque majeur pour la tenue de l'ouvrage.
Mais l'invention ne se limite évidemment pas aux détails des modes de réalisations et des exemples qui viennent d'être décrits.
En particulier, comme indiqué plus haut, on a utilisé, pour la réalisation des poutrelles d'essais, des barres d'armature plates constituées de bandes métalliques, les zones de blocage pouvant, ainsi, être constituées simplement de barres HA soudées sur les faces planes desdites bandes. En effet, une telle disposition permettait, pour les essais, de faire varier facilement la longueur des zones de blocage et leur espacement. Cependant, l'utilisation de bandes plates, comme barres d'armatures, qui a fait l'objet de la demande de brevet EP 1 191 163 du même déposant, présente bien d'autres avantages. En particulier, comme indiqué plus haut, l'adhérence de l'acier au béton étant proportionnelle à la surface de contact et, donc, au périmètre de l'acier, une barre plate qui a un périmètre environ 1 ,6 fois plus grand que celui d'une barre ronde équivalente ayant la même section transversale, présente une meilleure adhérence. D'autre part, la résistance des aciers tendus est fonction de leur section et de leur bras de levier, c'est-à-dire la distance séparant le centre de gravité de l'acier de celui de la partie comprimée du béton. Or, géométriquement, ce bras de levier est sensiblement accru par l'emploi de bandes plates au lieu de barres rondes de même section, car, comme indiqué dans le document EP 1 191 163 cité plus haut, les étriers de liaison entre les deux nappes de barres peuvent être soudés ou collés sur les faces internes de celles-ci, ce qui permet de placer les barres longitudinales plus près des faces de parement correspondantes de la pièce, tout en respectant la distance d'enrobage minimale. Il en résulte, en outre, que l'on peut, ainsi, réaliser des pièces plus minces et, par conséquent, plus légères, pour la même résistance.
Par ailleurs, dans les essais réalisés, les zones de blocage étaient constituées de simples barres HA soudées sur les faces internes des bandes plates. Dans la réalité, ces zones de blocage pourraient être réalisées de façon différente. Par exemple, les bandes plates servant d'armatures pourraient être constituées d'une tôle refendue après laminage. Il serait alors possible, au cours du laminage, de réaliser des empreintes en relief ou en creux sur les deux faces de la tôle constituant, après refendage, les faces larges de la bande.
Toutefois, si l'utilisation de barres plates comme armatures, présente de multiples avantages, l'invention peut également s'appliquer à tous les profils de barres, en particulier des barres rondes à section circulaire. Dans ce cas, comme indiqué schématiquement sur les figures 6 et 12, les barres selon l'invention différeraient des barres à haute adhérence classiques par le fait que, lors du laminage, les crans ou nervures de blocage ne sont pas réalisés, de façon continue, sur toute la longueur de la barre, mais seulement sur des zones de blocage écartées, alternant avec des zones de glissement lisses.
Par ailleurs, l'invention a été décrite dans le cas d'une poutre ou d'une dalle mais peut s'appliquer à toutes sortes d'ouvrages et à toutes formes de pièces en béton telles que poutres, planchers, dalles, voiles, etc.
Mais, l'utilisation de barres d'armature selon l'invention présente encore d'autres avantages.
En effet, la dissipation d'énergie nécessaire au décrochement des aciers par rapport au béton absorbe une partie de l'énergie provoquant la fissuration telle qu'une secousse sismique, un mouvement de terrain ou un choc accidentel et permet donc une meilleure résistance globale de l'ouvrage. A cet égard, il sera possible de moduler la résistance au décrochement des armatures afin de l'adapter à des contraintes spécifiques et, en particulier, de déterminer la répartition et les longueurs relatives des zones de blocage et des zones de glissement en fonction du but recherché. Par exemple, les essais ont montré qu'en réalisant des zones de blocage ayant une longueur de l'ordre de la longueur de scellement, associées à des zones de décrochage assez courtes, ne dépassant pas 20 mm, il était possible d'augmenter la charge maximale admissible sans dépasser une épaisseur maximale de fissures de 0,3 mm, correspondant à la réglementation. II serait possible, cependant, d'augmenter la longueur des zones de glissement afin que leur décrochement dissipe un maximum d'énergie en cas de choc accidentel ou de secousse sismique en admettant, alors, une plus grande déformation sous l'effet des charges appliquées ou en renforçant le ferraillage.
Mais on peut aussi moduler l'adhérence qui est proportionnelle à la surface de contact du béton sur l'acier, en agissant sur le profil, en section transversale, des barres d'armature. En particulier, comme indiqué plus haut, l'utilisation de barres d'armature constituées de bandes plates à section ovale ou rectangulaire permet, pour une même aire en section transversale, d'agrandir le périmètre et, donc, la surface de contact et l'énergie nécessaire au décrochement.
Pour augmenter encore cette surface de contact sans créer d'aspérités dans le sens du futur décrochement, il serait également possible de ménager sur la surface de l'acier des empreintes continues parallèles à l'axe longitudinal de la barre.
La figure 17, par exemple, montre une barre ronde et une barre plate à section rectangulaire, ayant l'une et l'autre, en section transversale, un profil ondulé avec des parties longitudinales, en creux 23 et en saillie 24, qui s'étendent parallèlement à l'axe longitudinal de la barre sur toute la longueur de chaque zone de glissement.
Mais on peut aussi agir sur l'état de surface de l'acier en créant, sur la surface de la barre, des aspérités constituées de particules fixées de façon détachable sur la surface externe de la barre et s'étendant en saillie dans le béton d'enrobage afin d'augmenter la liaison d'adhérence et la valeur limite de la contrainte d'adhérence à partir de laquelle une augmentation des contraintes de traction entraîne le décrochage de la barre. Avantageusement, ces particules en saillie peuvent se détacher progressivement les unes après les autres en restant incluses dans le béton, au fur et à mesure de l'augmentation des contraintes de traction, de façon à maintenir la contrainte d'adhérence à une valeur limite sur une plage d'augmentation desdites contraintes. Ces particules pourraient être fixées par collage sur la surface externe de la barre, par exemple en saupoudrant sur celle-ci du gros sable appliqué sous pression sur la barre, à haute température, en sortie de laminoir. On pourrait aussi utiliser des particules métalliques tels que des copeaux d'acier, des billes ou de la limaille, fixés sur la surface externe de la barre par thermosoudage.
De tels procédés permettraient de moduler la résistance au cisaillement des saillies ainsi réalisées. Pour le collage, on pourrait employer des colles plus ou moins résistantes et faire varier la taille des saillies et, donc, leur surface encollée mise en contact avec l'acier.
On pourrait aussi faire varier la taille des grains saupoudrés sur la barre et la pression appliquée ensuite ou bien l'ampérage de la soudure lorsque celle-ci est réalisée électriquement. De tels procédés permettraient de conserver une surface plane de contact entre l'acier et le béton après décollement, car la rupture de désolidarisation ne se produirait pas à l'intérieur du béton, comme dans le cas des aciers HA, mais à l'interface acier/saillie, par rupture de l'encollement ou de la soudure, chaque particule en saillie restant incluse sans désordre à l'intérieur du béton, après décollement.
Il apparaît donc que l'utilisation, selon l'invention, de barres d'armature présentant une alternance de zones de blocage et de zones de glissement présente de multiples avantages. Tout d'abord, la répartition de la fissuration sur une grande longueur de la pièce permet, en augmentant le nombre de fissures, de diminuer leur épaisseur, et par conséquent, le risque de corrosion des armatures au cours du temps. Il sera d'ailleurs possible, en raison de la faible ouverture des fissures, de protéger les armatures du risque de corrosion au moyen d'une couche de peinture ou d'un produit d'enduction adapté. D'autre part, en cas d'ouverture excessive d'une fissure, on évite le risque de rupture de l'armature par striction en permettant à celle-ci de se décrocher du béton sur une longueur qui pourra, ainsi s'allonger.
Mais ce décrochement provoque également une dissipation d'énergie et il sera donc possible de déterminer la répartition et les longueurs relatives des zones de blocage et des zones lisses de façon à moduler la capacité de la pièce à résister à des sollicitations anormales sans risque d'effondrement de la structure à la suite d'une rupture accidentelle des armatures. En pratique, pour chaque ouvrage, la répartition des zones de blocage et des zones de glissement pourra être déterminée en fonction de la charge de service normal et des charges accidentelles contre lesquelles il convient de se protéger, de telle sorte que, en service normal, les armatures tendues se comportent de la façon habituelle avec un blocage de la barre par rapport au béton d'enrobage sur toute sa longueur et que, en cas de surcharge accidentelle, le décrochement de certaines zones de glissement, dû au différentiel de contrainte Acier/Béton permette, d'une part un allongement des armatures évitant le risque de rupture et, d'autre part, provoque une dissipation d'énergie capable d'éviter un effondrement brutal de l'ouvrage. L'invention donne ainsi la possibilité de résoudre tout un ensemble de problèmes sans remettre en cause la conception générale et le mode de calcul des cages de ferraillage, en utilisant seulement des barres d'armatures d'un type nouveau mais qui peuvent être réalisées industriellement de façon simple et peu coûteuse.

Claims

REVENDICATIONS
1. Procédé de réalisation d'une pièce en béton armé (1 ) comportant, de part et d'autre d'une ligne neutre (10), une partie comprimée (C) et une partie tendue (T) soumise à des contraintes de traction et ayant tendance à s'allonger sous l'effet de la charge supportée par la pièce, et dans laquelle est noyée une cage d'armature (2) comportant, dans la partie tendue, au moins une barre longitudinale tendue (21 ) solidarisée avec le béton par une liaison d'adhérence déterminant, le long de ladite barre (21 ), une contrainte tangentielle d'adhérence variant en fonction des contraintes de traction appliquées, respectivement, sur la barre (21) et sur le béton d'enrobage (16), une augmentation de la contrainte de traction dans le béton au dessus d'une valeur limite entraînant l'ouverture d'au moins une fissure (3) avec un transfert de la contrainte de traction sur la barre (21) et un allongement correspondant de celle-ci, procédé dans lequel, au moins dans la partie la plus sollicitée de la pièce, ladite barre tendue (21 ) est munie d'une pluralité de moyens d'ancrage espacés (23) formant des butées prenant appui sur le béton d'enrobage (16), caractérisé par le fait que les moyens d'ancrage (23) de la barre (21) sont répartis en une série discontinue de zones de blocage espacées (25) comprenant chacune une pluralité de moyens d'ancrage (23) et séparées les unes des autres par des zones de glissement (26) dépourvues de moyens d'ancrage, dans chacune desquelles une augmentation locale du différentiel de traction entre la barre (21 ) et le béton au-dessus d'une valeur limite, entraîne un décrochage de la barre (21 ) par rapport au béton (16) qui l'enrobe, sur au moins une partie (27) de la longueur de ladite zone de glissement (26) comprise entre deux zones de blocage (25a, 25'a), ladite partie décrochée (27) pouvant s'allonger sans désordre dans le béton d'enrobage (16) sous l'effet des contraintes de traction appliquées sur la barre tendue (21 ).
2. Procédé selon la revendication 1 dans lequel, la pièce (1 ) comportant, dans le béton (15), des zones de faiblesse inhérentes à la qualité du béton et réparties de façon aléatoire, au niveau desquelles une augmentation des contraintes de traction appliquées au-dessus de la limite élastique du béton entraîne, dans la partie la plus sollicitée de la pièce, l'apparition d'au moins une fissure (3) localisée au moins au droit de l'une desdites zones de faiblesse, l'ouverture de ladite fissure (3) déterminant, à ce niveau, l'annulation de la contrainte de traction dans le béton et une augmentation locale corrélative de l'effort de traction appliqué sur la barre d'armature (21), avec une augmentation correspondante de la tendance à l'allongement de celle-ci sous l'effet des contraintes appliquées, caractérisé par le fait que l'augmentation locale de l'effort de traction sur la barre (21 ) au niveau d'une fissure (3) détermine un décrochage de la barre (21 ) par rapport au béton d'enrobage (16), au moins dans la zone de glissement (26a) la plus proche de ladite fissure (3) et sur une longueur (cT) telle que l'effort de décrochage de la barre (21 ) par rapport au béton (16) compense au moins en partie le différentiel de traction entre les deux matériaux lorsque ce différentiel entraîne un dépassement de la contrainte d'adhérence sur la longueur considérée.
3. Procédé selon la revendication 2, caractérisé par le fait que, une partie du différentiel de traction au niveau d'une fissure (3) étant compensée par le décrochage du béton (16) dans une première zone de glissement (26), le surcroit de traction restant appliqué sur la barre (21 ) est absorbé, au moins en partie, par la zone de blocage voisine (25'a) s'étendant au-delà de la première zone de glissement (26a), du côté opposé à la fissure (3).
4. Procédé selon la revendication 3, caractérisé par le fait qu'à partir de l'apparition d'une première fissure (3) dans une première zone de faiblesse, la barre d'armature (21) se décroche du béton d'enrobage dans au moins une première zone de glissement (26a), la plus proche de ladite fissure (3) et qu'une augmentation des contraintes de traction appliquées détermine successivement l'ouverture d'au moins une fissure secondaire (31 ) dans une autre zone de faiblesse du béton de la pièce (1 ) et le décrochage de la barre (21) dans au moins une autre zone de glissement (26b), la plus proche de ladite fissure secondaire (31 ), et ainsi de suite au fur et à mesure de l'augmentation des contraintes de traction, la somme des épaisseurs de la première fissure (3) et des fissures secondaires (31 ,32...) ouvertes à un instant déterminé, étant fonction de l'augmentation de l'allongement de la barre résultant de l'augmentation des contraintes appliquées à cet instant et cette augmentation de l'allongement se répartissant sur l'ensemble des zones de glissement décrochées (26a, 26b...), au fur et à mesure de l'apparition des fissures secondaires (31 ,32...).
5. Procédé selon l'une des revendications précédentes, caractérisé par le fait que, dans le cas où une première fissure (3) se forme au niveau d'une première zone de glissement (26a), l'augmentation locale de la contrainte de traction appliquée sur la barre tendue (21 ) résultant de l'ouverture de la fissure (3) provoque un décrochage de la barre (21) de part et d'autre de ladite fissure (3) sur une longueur totale (d1) pour laquelle l'effort de décrochage de la barre (21) par rapport au béton compense au moins une partie du différentiel de traction entre les deux matériaux.
6. Procédé selon l'une des revendications 1 à 4, caractérisé par le fait que, dans le cas où une première fissure (3) se forme au niveau d'une première zone de blocage (25a), en provoquant une augmentation locale de la traction appliquée sur la barre tendue (21 ), au moins une première partie de cette augmentation de traction est absorbée par les deux parties de la première zone de blocage (25a) s'étendant de part et d'autre de la fissure (3) et la partie restante de l'augmentation de traction sur la barre (21 ) est compensée par l'effort de décrochage de la barre tendue (21) par rapport au béton au moins sur une partie de la zone de glissement la plus proche.
7. Procédé selon l'une des revendications précédentes, caractérisé par le fait que le nombre, la longueur et la répartition des zones de blocage (25) et les longueurs correspondantes des zones de glissement (26) sont déterminés en fonction de la répartition et des valeurs prévisibles des contraintes de traction le long de chaque barre tendue (21 ), compte tenu des charges appliquées, de façon que l'épaisseur de chacune des fissures (3,31 , 32...) ne dépasse pas une limite donnée.
8. Procédé selon l'une des revendications précédentes, caractérisé par le fait que les longueurs relatives des zones de blocage (25) et des zones de glissement (26) réparties le long de chaque barre tendue (21 ), sont déterminées en tenant compte de leur position, de façon à donner à la pièce (1) la raideur nécessaire pour rester dans une plage de valeurs admises pour la flèche de la pièce sous une charge donnée.
9. Procédé selon l'une des revendications précédentes, caractérisé par le fait que chaque zone de blocage s'étend sur une longueur au moins égale à une longueur dite de scellement (I0) de la barre (21 ) déterminant une contrainte d'adhérence au moins égale à la contrainte maximale de traction admissible par la barre (21).
10. Procédé selon l'une des revendications précédentes, caractérisé par le fait que chaque zone de blocage s'étend sur une longueur inférieure au double d'une longueur de scellement (I0) de la barre d'armature pour laquelle ladite barre (21 ) supporte, sans déplacement par rapport au béton d'enrobage, un effort de traction pouvant atteindre la limite élastique de la barre.
11 . Procédé selon l'une des revendications 9 et 10, caractérisé par le fait que chaque zone de glissement s'étend sur une longueur inférieure à la longueur de scellement (l'o) d'une barre lisse à section ronde équivalente.
12. Procédé selon la revendication 11 , caractérisé par le fait que chaque zone de glissement (26) s'étend sur une longueur de l'ordre de 5 à 30 mm.
13. Procédé de béton armé pour la mise en œuvre du procédé selon l'une des revendications précédentes, caractérisé par le fait que chaque zone de glissement (26) d'une barre longitudinale tendue (21) présente une surface externe lisse dans le sens longitudinal.
14. Procédé selon la revendication 13, caractérisé par le fait que, chaque barre longitudinale tendue (21) présentant, en section transversale, l'aire nécessaire à la résistance à la traction souhaitée, le profil de ladite barre (21 ), dans chaque zone de glissement (26), est adapté de façon à lui donner le périmètre nécessaire pour que la surface de contact entre la barre et le béton fournisse une liaison par collage et frottement permettant d'atteindre la valeur limite souhaitée de la contrainte tangentielle d'adhérence dans ladite zone de glissement (26).
15. Procédé selon la revendication 14, caractérisé par le fait que chaque barre longitudinale tendue (21) présente, en section transversale, un profil aplati avec une largeur supérieure à l'épaisseur, de façon à augmenter son périmètre par rapport à celui d'une barre circulaire équivalente ayant la même aire transversale.
16. Procédé selon la revendication 15, caractérisé par le fait que chaque barre longitudinale tendue (21 ) présente, en section transversale, un profil ondulé avec des parties longitudinales, en creux et en saillie, s'étendant parallèlement à l'axe de la barre, sur toute la longueur de chaque zone de glissement (26).
17. Procédé selon l'une des revendications 14, 15, 16, caractérisée par le fait que, dans chaque zone de glissement (26), la face externe de la barre comporte une couche de particules fixées de façon détachable sur la surface externe de la barre et s'étendant en saillie dans le béton d'enrobage de façon à augmenter la liaison d'adhérence avec le béton et la valeur limite de la contrainte d'adhérence à partir de laquelle une augmentation des contraintes de traction entraîne le décrochage de la barre, lesdites particules se détachant progressivement les unes après les autres de la barre, en restant incluses dans le béton, au fur et à mesure de l'augmentation des contraintes de traction, de façon à maintenir la contrainte d'adhérence à sa valeur limite sur une plage d'augmentation desdites contraintes de traction.
18. Procédé selon la revendication 17, caractérisé par le fait que les particules sont fixées par collage sur la surface externe de la barre.
19. Procédé selon la revendication 17, caractérisé par le fait que les particules sont saupoudrées et appliquées sous pression sur la surface externe de la barre à haute température, en sortie de laminoir.
20. Procédé selon la revendication 17, caractérisée par le fait que les particules sont constituées de copeaux, de billes métalliques ou de limaille et fixées sur la surface externe de la barre par électrosoudage au contact.
21. Procédé selon l'une des revendications 17 à 20, caractérisée par le fait que les particules fixées sur la surface externe de chaque zone de glissement de la barre ont des dimensions variées de façon à se détacher progressivement, selon la taille de la partie fixée, au fur et à mesure de l'augmentation des contraintes de traction appliquées.
22. Pièce en béton armé réalisée par le procédé selon l'une des revendications précédentes et comprenant une cage d'armature (2) noyée dans du béton moulé (15) et comportant au moins une barre longitudinale tendue (21) du type à haute adhérence, le long de laquelle sont ménagées une pluralité de moyens d'ancrage espacés (23) formant des butées prenant appui sur le béton d'enrobage (16), caractérisé par le fait que les moyens d'ancrage de la barre (21 ) sont répartis en une série discontinue de zones de blocage espacées (25) comprenant chacune une pluralité de moyens d'ancrage (23) et séparées les unes des autres par des zones de glissement (26) dépourvues de moyens d'ancrage, dans chacune desquelles une augmentation locale du différentiel de traction entre la barre (21) et le béton (16) au-dessus d'une valeur limite, entraîne un décrochage de la barre (21 ) par rapport au béton (16) qui l'enrobe, sur au moins une partie (27) de la longueur de ladite zone de glissement (26) comprise entre deux zones de blocage (25a, 25'a), ladite partie décrochée (27) pouvant s'allonger sans désordre dans le béton d'enrobage (16) sous l'effet des contraintes de traction appliquées sur la barre tendue (21 ).
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