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 20 ^eme 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 τ _A 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 E _c l de la pièce, E ₀ 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 E _c l _f , l _f 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 τ _A 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 τ _B 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 τ _u 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 1/10 ^eme à 2/10 ^eme , puis 3/10 ^eme 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 a ₀ 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 a ₀ et, de part et d'autre de celui-ci, deux paires de fers transversaux soudés sur les barres 21 , et constituant quatre blocages, respectivement a _u a ₂ 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^, a ₂ , a ₀ , 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....b ₄ , a ₀ , 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 a ₀ , 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 f ₂ 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 a ₀ , 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^, a ₂ , 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 a ₀ , une seconde fissure f ₂ à droite, une troisième fissure f ₃ à gauche de la première fissure fi et une quatrième fissure f ₄ à droite de la seconde fissure f ₂ .

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 a ₀ .

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 a ₀ , puis successivement, l'apparition, à droite du blocage central a ₀ , d'une seconde fissure f ₂ sur la zone de glissement h'i, puis d'une troisième fissure f ₃ sur la zone de glissement h' ₂ , à droite du blocage b'1 , une quatrième fissure f ₄ dans la zone de glissement h ₂ et une cinquième fissure f ₅ 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 f ₈ pour la poutrelle 54 et la fissure f ₇ 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 f ₂ 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 I ₀ 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 (I ₀ ) 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 (I ₀ ), 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 (I ₀ ) 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 (I ₀ ), 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 (I ₀ ) de la fissure, la traction appliquée sur la barre reprenant alors sa valeur moyenne T2.

En revanche, si la longueur (I ₂ ) de la partie restante 25'b de la zone de blocage, est inférieure à la longueur de scellement (I ₀ ), 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 I ₀ 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 I ₀ . 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 f ₂ , f ₃ , f ₄ , f ₅ 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 f ₃ , f ₄ , f ₅ jusqu'à une charge relativement importante, de 39 kN, pour laquelle cette épaisseur de 0,3 mm reste encore admissible, la seconde fissure f ₂ , 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 f ₂ et f ₃ 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 I ₀ .

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.