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Cas du VIPP de Merlebach – diagnostic et confortement par précontrainte extérieure CDOA de la DDE Moselle et DOA du CETE de L'EST page 1

Colloque IREX des 25 & 26 novembre 2003

AUSCULTATION, DIAGNOSTIC ET EVALUATION DES OUVRAGES

Les techniques d’essais disponibles et futures

Diagnostic de l'aptitude au service des VIPP

Cas du VIPP de MERLEBACH diagnostic d'un VIPP et confortement par précontrainte extérieure

Pierre CORFDIR et Hervé MARNEFFE

CETE de l'EST et DDE Moselle


Sommaire I - Présentation de l'ouvrage........................................................................................................... 3 II - Pathologie .................................................................................................................................... 4 III - Investigations et instrumentations réalisées ......................................................................... 5

III.1 - Fenêtres de précontrainte et quantification de la perte de câblage:..................................................... 5 III.2 - Mesures des tensions par l'arbalète ..................................................................................................... 5 III.3 - courburométrie .................................................................................................................................... 6 III.4 - Mesures de flèches sous chargement .................................................................................................. 6 III.5 - Télésurveillance acoustique des câbles ............................................................................................... 6

IV - Recalcul de l'ouvrage.............................................................................................................. 7 IV.1 - Modélisation........................................................................................................................................ 7 IV.2 - Point sur l'Etat initial(ouvrage supposé sain) ...................................................................................... 7

Hypothèses de calcul....................................................................................................................................... 7 Résultats du recalcul réglementaire de l'état sain . .......................................................................................... 8

IV.3 - recalcul de l'ouvrage dégradé .............................................................................................................. 8 Recalcul en flexion ELS ................................................................................................................................. 9 Recalcul en flexion ELU............................................................................................................................... 10 Vérifications d'effort tranchant et de bielle d'about ...................................................................................... 10 Conclusion des recalculs :............................................................................................................................. 10

V - Balayage des solutions de confortement ................................................................................. 12 V.1 - confortement provisoire par plats collés ........................................................................................... 12

Hypothèses de dimensionnement .................................................................................................................. 12 dimensionnement .......................................................................................................................................... 12

V.2 - confortement provisoire par tissu ou bande composite ..................................................................... 14 Dimensionnement d’un confortement de TFC.............................................................................................. 14

V.3 - confortement provisoire par précontrainte extérieure droite ............................................................. 15 Hypothèses de ce confortement .................................................................................................................... 15 dimensionnement .......................................................................................................................................... 16

V.4 - confortement provisoire par précontrainte extérieure déviée............................................................ 17 V.5 - Comparatif et choix d'une solution ................................................................................................... 18

VI - Études de la solution de renforcement par précontrainte extérieure déviée mise en oeuvre 19

VI.1 - vérifications de flexion...................................................................................................................... 19 VI.2 - verifications d'effort tranchant et de bielle d'about ........................................................................... 19

Armatures d’efforts tranchants...................................................................................................................... 19 Contraintes de cisaillement à l'ELS............................................................................................................... 20 Bielle d'about ................................................................................................................................................ 20

VI.3 - Étude particulière de l'interférence entre la traction locale d’entrainement à l’arrière des blochets et le tirant de la bielle d’about............................................................................................................................... 21

Présentation du problème.............................................................................................................................. 21 Estimation de la traction locale d’entrainement à l’arrière des blochets....................................................... 21 Justification sous effort tranchant à l’ELS .................................................................................................... 22 Justification sous effort tranchant à l’ELU ................................................................................................... 22 Modélisation aux éléments finis de l’effet local d’entrainement avec le logiciel CESAR-LCPC ................ 23

VI.4 - problème de l'entrainement à l'arrière des blochets........................................................................... 24 VII - Description de la solution de renforcement par précontrainte extérieure déviée mise en oeuvre...................................................................................................................................... 26

le câblage général:......................................................................................................................................... 26 positionnement des blochets: ........................................................................................................................ 26 conception des blochets: ............................................................................................................................... 26 conception du déviateur métallique : ............................................................................................................ 27

VIII - Les travaux ............................................................................................................................ 28 VIII.1 - Quelques photos des travaux......................................................................................................... 28 VIII.2 - Durée des travaux : ....................................................................................................................... 30 VIII.3 - Coût des travaux : ......................................................................................................................... 30


I - Présentation de l'ouvrage Le VIPP de Merlebach référencé AU 76 , permet à l’autoroute A320 de franchir la rue du moulin, la

Roselle canalisée, les voies ferrées HBL, la rue de Betting (CD80) et la rivière « Roselle » à Freyming -

Merlebach. Il s’agit d’un VIPP construit en 1968. Chaque ouvrage de chaque sens de l'autoroute est indépendant et

dispose de ces propres appuis. L’ouvrage se compose de 6 travées isostatiques de portée 32,50 m sans entretoises intermédiaires.

Transversalement l’ouvrage comporte cinq poutres espacées de 3,15 m, d’une hauteur de 2,10 m, reliées entre elles par un hourdis de 1,65 m de largeur et de 0,18 m d’épaisseur. L’ouvrage comporte de la précontrainte transversale au niveau du hourdis (12 φ 8 au pas de 70 cm) et des entretoises d’about.

Le système de précontrainte longitudinal est de type STUP. La poutre de rive du côté du terre plein central comporte 9 câbles 12 φ 8. Les quatre autres poutres comportent 10 câbles 12 φ 8. Six câbles sur 10 sont ancrés aux abouts de la poutre, les autres étant relevés dans le hourdis supérieur. Tous les câbles sont tendus par les 2 côtés. Les câbles ont été tendus à 133 kg/mm².

Le dossier d'ouvrage est complet (notes de calcul et plans d'exécution, rapport chantier). Ces informations permettent de retracer le mode de réalisation de l'ouvrage : Les poutres ont été coulées et précontraintes, dans une première phase, sur l’aire de préfabrication. Elles ont été mise en place à l’aide de poutres de lancement selon le procédé Trépart. Les cinq poutres indépendantes ont été reliées entre elles en deuxième phase par l’intermédiaire du hourdis coulé entre les ailes des poutres (hourdis de 1,65 m de large par 0,18 m de haut). L’ensemble a été précontraint transversalement. Les derniers câbles de précontrainte longitudinaux ont alors été tendus et la travée a pu recevoir les superstructures.

dessin du câblage

OUEST ESTCD 80 Rue du moulinVoies H.B.L.

Aménagement H.B.L.Rosselle


II - Pathologie Le Laboratoire Régional des Ponts et Chaussées de NANCY a procédé en 1999 à une inspection détaillée. Cette inspection a mis en évidence les principaux points suivants :

- défectuosité ancienne du complexe d’étanchéité, des joints de chaussées, des trottoirs et corniches, du système de recueil et d’évacuation des eaux,

- fissuration suivant le tracé des câbles de précontrainte (âmes, talons et hourdis intermédiaires) avec traces de rouille.

A l'issue de cette inspection, quelques fenêtres de précontrainte ont été pratiquées. L'état du câblage était

très inquiétant comme le montre les 2 photos ci-après, pour cet ouvrage précontraint à travées isostatiques (pas de sécurité par report hyperstatique).

On note de manière générale et en particulier sur la fenêtre de

la photo ci-contre qu'un câble peut être sain à une abscisse et très altéré 2m plus loin. Cette variabilité d'une section à une autre augmente ainsi encore l'incertitude et l'inquiétude.

Pour se rendre compte de manière assez complète de l’état du

câblage 20 fenêtres de précontrainte ont été pratiquées. La pathologie est donc certaine : le câblage du pont est diminué par corrosion des armatures (-10, -20, -

30, -40% .???..) A la source de cette pathologie, on peut incriminer une très mauvaise injection. Les comptes rendus de

chantier de construction en cette année 1968, montre que l'injection a été bâclée : injection interrompue puis reprise le lendemain, injection partielle. Ce défaut, couplé avec des défauts d'étanchéité et de recueil des eaux au niveau des joints de chaussée qui ont perdurés pendant 30 ans, a conduit à ces dégradations.


III - Investigations et instrumentations réalisées Les investigations suivantes ont été réalisées sur l'ouvrage, afin de, donner des hypothèses au recalcul de l'ouvrage, et de quantifier expérimentalement certaines capacités : Gammagraphies, Nivellement, Fenêtres de précontrainte, Essais à l’arbalète, Essais de chargement, Courburométrie, Analyse des bétons , Analyse des prélèvements de câbles et coulis.

III.1 - FENÊTRES DE PRÉCONTRAINTE ET QUANTIFICATION DE LA PERTE DE CÂBLAGE:

Devant la variabilité de l'état des câbles, suivant la travée considérée, suivant la poutre, mais aussi suivant l'abscisse de la section, un nombre assez important de fenêtres ( 20 au total ) a été pratiqué pour donner un échantillon si possible représentatif.

Ces fenêtres peuvent être des fenêtres en sous face de talon de poutre vers la mi- travée qui découvrent 2,4 voire les 6 câbles de 1ère famille, et aussi des fenêtres dans les âmes à quelques mètres de l'about pour découvrir un câble relevé (de 1ère ou 2ème famille)

Pour le calcul, puisque l'ouvrage est isostatique, il faut choisir la pire des travées. Dans une optique sécuritaire mais aussi parce que l'état peut changer du tout au tout en 1m sur une même poutre, il convient de prendre la pire des sections sur la pire des poutres.

Pour cette fenêtre finalement choisie, on s'efforce de quantifier le mieux possible la perte de section de câblage en prenant pour hypothèse que les câbles non vus sont dans le même état que ceux vus.

Ainsi, pour la fenêtre 11 : 6 câbles sur les 10 du câblage sont découverts, et pour chaque câble découvert, on peut voir 6 fils sur les 12 du câble. Sur ces 6 x 6 fils visibles, on compte 6 fils rompus, 12 fils de section diminuée de 36% (diamètre diminué de 20%), et 18 fils de section diminuée de 10% (diamètre diminué de 5%). La perte de câblage en pourcentage est donc : 33% = (6+12x0.36+18x0.1)/36

In fine, pour la pire des fenêtres pratiquées, la perte de câblage total a été estimée à –33%. C'est à dire que sur les 10 câbles initiaux, on doit considérer que 3,33 câbles ont disparus.

III.2 - MESURES DES TENSIONS PAR L'ARBALÈTE

Ces mesures ont été faites par le LRPC de Lille spécialiste de cet appareil.

Le principe de l'arbalète est de tirer transversalement par un vérin à mi-chemin de 2 points d'appui sur le fil et de mesurer la déviation angulaire en fonction de l'effort appliqué. L'effort pour un angle donné est lié à la tension dans le fil. Moyennant des corrections de traitement et un étalonnage en laboratoire, la précision de mesure est de +/- 3%, voire plutôt +/- 1,5%. La mesure s'est faite sur les fils sains. La tension moyenne des fils mesurés est de 1080 Mpa, et même de 1130 Mpa, si on élimine quelques fils ayant donné des valeurs trop faibles donc pouvant être soupçonnés de ne pas être sains sur une grande longueur. Ces tensions mesurées sont élevées, et cet aspect sera abordé dans le chapitre recalcul.


III.3 - COURBUROMÉTRIE

Le LRPC de Lille a récemment mis au point un appareil nommé courburemètre. Il s'agit d'une règle de 5m équipée de capteurs de déplacement, mise en place sur la chaussée de l'ouvrage à l'aplomb d'une poutre. Le principe est de mesurer lors d'essais de chargement la variation de courbure en fonction du moment appliqué. La fissuration du talon doit s'accompagner d'un changement de pente dans le tracé de cette droite (courbure/moment). On sait alors à partir de quel moment , la poutre fissure. De plus le calcul de l'inertie est possible et la hauteur de fissure pour le chargement maximum doit pouvoir être déterminée. Sur place, le fonctionnement en inertie fissurée a été observé, mais les mesures n'ont pas été suffisamment validées pour bien calculer les hauteurs de fissures qui sont difficilement détectables concrètement sur les talons de poutres.

III.4 - MESURES DE FLÈCHES SOUS CHARGEMENT

Des mesures de flèches sous chargement progressif allant jusqu’à 56% A(l) ont été réalisées. Toutes les travées ont été testées, les flèches des 5 poutres ont été mesurées. Les flèches mesurées sont, à chaque fois, identiques aux flèches calculées, ce qui est rassurant sur l’état global de l’ouvrage pour cet essai de fleximétrie (en notant cependant que classiquement lors des essais de fleximétrie, les flèches mesurées soient plutôt inférieures). Cet essai fût aussi un essai de chargement en tant que tel à 56% de A(l) (chargement ayant statistiquement une période de retour de l'ordre d'une semaine). La mesure de flèche pour chaque poutre et quelques chargements dissymétriques (le chargement était constitué de 2 x 3 camions de front que l'on faisait avancer file par file) a permis de vérifier que la répartition entre poutres se faisait bien suivant la méthode de Guyon-Massonet.

III.5 - TÉLÉSURVEILLANCE ACOUSTIQUE DES CÂBLES

Devant l'état très inquiétant du câblage, une télésurveillance acoustique a été mise en place par le LRPC de Bordeaux et le LCPC. Cette télesurveillance a concerné 6 poutres. Moyennant un calibrage de départ, cette surveillance acoustique est capable, par poutre, à partir de l'énergie de rupture enregistrée, d'indiquer si elle correspond à une rupture d'un ou plusieurs fils. De même le delta de temps entre 2 capteurs sur une même poutre permet de situer l'abscisse de la section incriminée. Un plan d'alerte a été mis au point, définissant, les niveaux de risque suivant l'importance des ruptures ou leur répétition sur une même poutre, les conséquences en terme d'exploitation (fermeture au PL, fermeture totale) , les rôles de chacun (visite LRPC, avis CETE). En 2 mois, 4 alertes (dont 2 graves) ont été enregistrées concernant la même poutre de rive. La voie de droite a été interdite à la circulation et cette poutre a fait l'objet d'un étaiement de sécurité.


IV - Recalcul de l'ouvrage

IV.1 - MODÉLISATION

L’ouvrage est, dans un premier temps, vérifié à l’aide du logiciel de calcul VIPP-EL du SETRA en considérant la précontrainte en bon état. Seule une poutre longitudinale est modélisée à chaque passage. Ceci nous a conduit, pour couvrir l’ensemble des justifications nécessaires à programmer quatre calculs de poutres. La répartition transversale entre les poutres est établie selon la théorie de Guyon Massonnet.

Dans un deuxième temps, il est tenu compte de l’état réel de la précontrainte à l’aide du logiciel C.D.S..Ces

calculs de vérifications de sections de béton précontraint à l'ELS et l'ELU ont été menés sur 10 abscisses de l'about à la mi travée pour chacune des 5 poutres (4 au calcul), avec une diminution de câblage de 10%, puis 20%, puis 30%.

IV.2 - POINT SUR L'ETAT INITIAL(OUVRAGE SUPPOSÉ SAIN)

Hypothèses de calcul Pour cerner l'état initial de l'ouvrage, il est important de connaître les règlements de l'époque de la construction (ici confirmés d'après la note de calcul du dossier d'ouvrage). Réglements de justification des sections précontraintes :

Règlement IP1 Pour la vérification de l’intégrité du béton, on considérait que les fibres extrêmes d’une pièce prismatique

fléchie devaient être toujours comprimées. On devait vérifier : 0<σ <0,48 x σ28. En contrepartie, la section d’armatures passives mise en œuvre était très faible (ici 4φ8, soit 2cm²), correspondant à une armature de peau.

Vis à vis de l’effort tranchant, la justification au centre de gravité de l’âme devait être faite en considérant la section d’âme nette déterminée sur toute la hauteur de la section.

Les actions étaient déterminées sous G+Q (le gradient thermique n’était pas pris en considération à l’époque).

Règlement actuel (BAEL99) L’ouvrage est vérifié en classe II du BPEL. La contrainte de compression est limitée à 0,6 fc28 sous les

combinaisons rares et à 0,5 fc28 sous la combinaison permanente. Sous les combinaisons rares, la contrainte de traction est limitée à ft28 dans la section d’enrobage et à 1,5 ft28 hors section d’enrobage. (Sous les charges permanentes, la traction dans le béton est interdite.) En contrepartie, le règlement exige un ferraillage passif adéquat pour reprendre les efforts de traction, qui n’existe pas ici dans les poutres actuellement. Le rôle des armatures passives est en fait joué par les armatures de précontraintes qui se sur tendent. Section courante Section en milieu de travée (5 m de part et d'autre) où la

zone d'enrobage touche la fibre inférieure fibre inférieure σfibre sup lim = 21,60 Mpa σfibre sup lim = 21,60 Mpa fibre supérieure σfibre inf lim = -4,14 Mpa σ lim = - 2,76 MPa zone d’enrobage σ lim = - 2,76 Mpa σ lim = - 2,76 MPa

Règlements de charges d'exploitation :

Le règlement du 19 août 1960 considérait : Les surcharges réparties du type A(l) = 50 + 320.106 / (l3 + 60.l² + 225.103) Les surcharges concentrées définies par les camions de 30 t conformes au règlement actuel (Bc) mais sans

dégressivité par rapport au nombre de voies. Ces charges ne faisaient pas l’objet d’une pondération par 1,2. Le règlement actuel considère : Les surcharges réparties du type A(l)=230+36000 /(l+12) Les surcharges concentrées définies par les camions de type Bc, Bt.


• L'ouvrage étant recalculé aujourd'hui, c'est bien sûr le règlement de charge d'exploitation actuel (fascicule 61 titre 2) et le règlement BAEL 99 qui seront appliqués.

• L'évaluation des charges permanentes est faite à partir des plans de coffrage du pont et aussi du relevé sur place de l'épaisseur de chaussée.

• La bonne résistance du béton a été vérifiée : fc28 = 36 Mpa • La nature des câbles est bien déterminée (câbles STUP 12 φ8 ; Fpeg = 1393Mpa ; Fprg = 1559Mpa

; ρ1000= 4%). Par contre, la détermination de leur tension initiale est plus problématique. En effet, la tension mesurée in situ par les essais à l'arbalète donne des tensions plus élevées que les tensions calculées avec les différentes pertes. Il semble donc que les câbles aient été tendus plus que les F0=95% de la limite élastique de l'IP1 (Mais il est envisagé aussi que les pertes de section de certains câbles ont provoqués des reprises de tensions par les câbles adjacents). Les comptes rendus de chantier font état d'allongement systématiquement supérieur de 10% par rapport à la valeur calculée. Pour ce 1er recalcul initial réglementaire, nous appliquerons une tension initiale de Fo =95% de la limite élastique. Pour le second recalcul (voir chapitre plus loin) la tension à l'origine sera Fo = la limite élastique.: (F0 = 100% Fe)

Résultats du recalcul réglementaire de l'état sain . L'intégrité du béton du règlement d'origine devrait être vérifiée et offrir une certaine marge par rapport aux calculs avec pertes de câblage. La note de calcul d'époque donne les contraintes suivantes à mi-travée

A vide Surcharges Total sous surcharges

σ en fibre inférieure +12,05 MPa - 12,05 MPa 0

σ en fibre supérieure + 3,10 MPa + 5,95 MPa + 9,05 MPa

Le recalcul réglementaire avec VIPP-EL donne à mi-travée les contraintes suivantes :

A VIDE EN SERVICE (combinaison rare au temps infini)

Fibre inférieure σMin

Fibre supérieure σMax



Poutre Enrobage Poutre Hourdis Poutre Enrobage Poutre Hourdis Poutre de rive 1 12,56 12,56 3,55 1,25 1,68 1,68 8,25 5,95 Poutre centrale 3 13,97 13,97 2,84 - 0,29 0,20 0,20 8,22 5,09 Poutre de rive 5 13,20 13,20 2,14 - 0,17 2,45 2,45 7,04 4,73

L'ouvrage supposé sain serait donc bien réglementaire actuellement, puisqu'on l'intégrité initiale de dimensionnement se retrouve.

IV.3 - RECALCUL DE L'OUVRAGE DÉGRADÉ

Un second calcul VIPP-EL sert de base à une déclinaison suivant la perte de câblage et l'intensité de la surcharge. Ce second calcul VIPP-EL de base est affiné pour coller plus à la réalité : - les charges militaires MC120 ne sont pas appliquées (mais elles ne font pas l'enveloppe) - seulement 3 voies de chargement sont définies correspondant ainsi mieux aux 3 voies de circulation (au lieu de 4 réglementaires) - la tension d'origine est prise égale à la limite élastique. Ce recalcul de base affiné donne les contraintes suivantes :

A VIDE EN SERVICE (combinaison rare au temps infini)





Poutre Enrobage Poutre Hourdis Poutre Enrobage Poutre Hourdis Poutre centrale 3 14,90 14,90 2,66 - 0,33 1,84 1,84 7,61 4,62

Ces hypothèses affinées permettent un gain notable de départ (σMin =1,84Mpa en fibre inférieur à l'ELS au lieu de 0,2Mpa).


Recalcul en flexion ELS

Contraintes du calcul élastique en section entière En fonction de la perte de câblage et de la surcharge appliquée, nous dressons le tableau suivant à mi-travée:

Établi à partir des contraintes de base :

On s’aperçoit qu’au delà d’une perte de 20% de câblage, la traction dépasse Ft28= -2,76Mpa (permise

en zone d’enrobage qui descend jusqu’en fibre inférieure, ici en section de mi-travée) sous la surcharge réglementaire de (1,2x Bc) et l’ouvrage ne vérifie plus la classe II du BPEL (avec de toute façon un manque d'acier passif).

A 35% de perte de câblage (évaluation de la pire des fenêtres), on dépasse Ft28= -2,76Mpa sous 0,8xBc. Le pont ne respecte les contraintes de traction de la classeII du BPEL que sous 0,7xBc (mais la condition de ferraillage passif correspondant n’est pas respectée et le ferraillage présent est insuffisant) et la fissuration devrait presque être observée sous surcharge fréquente (0,6Bc) puisque la contrainte de traction est proche de 0,5 ft28 (Il est admis que la fissuration apparaît en général plus tôt que ft28 pour des raisons locales)

Contraintes du calcul ELS en classe III du BPEL Puisque la classeII est dépassée, l’ouvrage a été recalculé selon le fonctionnement en classe III. En classe III, on doit vérifier : -précontraintepost-tension : surtension < 0,10 Fprg = 155Mpa -acier passif : s < 240Mpa -béton : s > 0 en zone d’enrobage sous combinaison permanente. Les 2 dernières conditions sont toujours vérifiées tant que celle de surtension l’est et même au delà ; c’est pourquoi nous n’avons fait figurer que celle-ci.

On s’aperçoit que l’ouvrage ne vérifie la classe III sous la surcharge réglementaire 1,2 x Bc qu’ à -20% du câblage.

A 35% de perte de câblage (évaluation de la pire des fenêtres), on dépasse très fortement les 155 Mpa de surtension permise. On note que sous 1xBc, la surtension dépasse 0,2Fprg (soit 310Mpa) et la tension totale dépasse 0,8 Fprg (soit 1247Mpa). Le pont ne respecte les surtensions de la classeIII du BPEL que sous 0,7xBc. A 40% de perte de câblage, la surtension dépasse 0,2Fprg (soit 310Mpa) et la tension totale dépasse 0,8 Fprg (soit 1247Mpa) sous 0,8Bc. La classeIII du BPEL n'est vérifiée que sous 0,6xBc (soit la surcharge fréquente).

Globalement, on remarque ici surtout

que les progressions de surtension en fonction de la perte de câblage ou en fonction de la surcharge ne sont pas du tout linéaires : Un tracé des surtensions en fonction de la perte de câblage permet d’illustrer le changement de pente et l’accélération de l’augmentation des surtensions à partir d’un seuil autour de ici 25% de perte de câblage, soit encore un seuil autour de 100 à 150 Mpa. Ce changement de pente correspond au

POUTRE 3 - mi-travée en fibre inférieure

s els (sous1,2xBc)

s els (sous1xBc)

s els (sous0,8xBc)

s els (sous0,6xBc)

OA sain 1.85 3.33 4.82 6.30OA -10% cablage -0.38 1.10 2.58 4.07OA -20% cablage -2.62 -1.14 0.35 1.83OA -30% cablage -4.86 -3.37 -1.89 -0.41OA -35% cablage -5.97 -4.49 -3.01 -1.52OA -40% cablage -7.09 -5.61 -4.12 -2.64

précontrainte permanente 1,2 x Bc22.35 -11.6 -8.9

POUTRE 3 - mi-travéesurtension (sous1,2xBc)

surtension (sous1,0xBc)



OA sain 29OA -10% cablage 52 30OA -20% cablage 143 65 29OA -30% cablage 368 206 97 32

tension max de câble 1327 1162 1055OA -35% cablage 538 358 181 72

tension max de câble 1487 1311 1138 1032OA -40% cablage 337 153

tension max de câble 1291 1112

ELS classeIII SURTENSION / perte de câblage sous 1x Bc

0

100

200

300

400

500

600

0 10 20 30 40 50

perte en %

surt

ensi

on e

n M

pa


passage d’une fissuration concernant le talon à une fissuration concernant l’âme de la poutre (changement de pente dans l’évolution du moment de compression du béton)

Ce seuil d’accélération des surtensions en fonction des pertes de câblage est encore plus marqué si le béton tendu mais non encore fissuré (0< s < ft28) est pris en compte. Ci dessous le graphe correspondant :

Recalcul en flexion ELU Un recalcul du moment de surcharge disponible est effectué d'une part en combinaison réglementaire fondamentale ELU et puis d'autre part suivant une combinaison ne pondérant la charge permanente que par 1,2 (au lieu de 1,35). Le moment de surcharge dont il faut réglementairement disposer à l'ELU est 1,6 x Bc.

On constate que l’on dispose des 1,6 x Bc tant que la perte de câblage ne dépasse pas 20%. A 35% de perte de câblage (évaluation de la pire des fenêtres), le moment de surcharge pour une

vérification ultime correspond à une surcharge sans aucune pondération. On ne retrouve, en ELU fondamental, la sécurité de 1,6 sous surcharge que sous 0,6 x Bc (0,6=0,98/1,6). En combinaison "1,2 des charges permanentes", la sécurité de 1,6 sur la surcharge se trouve pour 0,73 x Bc.

Les calculs ont été menés avec une précontrainte par posttension adhérente, ce qui est favorable. Un autre calcul avec l'hypothèse extrême d'une précontrainte non-adhérente montre alors des résultats beaucoup plus faibles. Compte tenu des dégâts constatés sur le coulis, l’hypothèse d’une précontrainte adhérence doit être considérée avec prudence. Cet aspect sera un des arguments supplémentaires dans la conclusion de ces recalculs.

Vérifications d'effort tranchant et de bielle d'about Compte tenu d'un ferraillage de 9cm2/ml, ces vérifications ELU et ELS sont satisfaites même avec disparition de 2 câbles sur 6 (il y a 6 câbles de première famille ancrés à l'about). L'ouvrage même dégradé ne semble donc pas inquiétant quant à l'effort tranchant ou à la bielle d'about.

Conclusion des recalculs : A court terme, il a été décidé de conforter l’ouvrage. En effet, des sections médianes de poutres du pont sont à –35% de perte de câblage et ne vérifient que la classe III à l’ELS que sous 0,7 x Bc. Sous la surcharge réglementaire de 1,2 x Bc, ou même sous 1,0 x Bc, on obtient des surtensions beaucoup trop importantes (surtension >0,2 Fprg et tension totale > 0,8 Fprg). De plus à partir de cet état dégradé, des pertes minimes supplémentaires deviennent critiques (5% de perte supplémentaire fait que la classe III de l'ELS n'est satisfaite que sous 0,6xBc (surcharge fréquente), et sous 0,8xBc les surtensions sont trop importantes). De même, à la vérification de l’état limite de rupture, ces mêmes poutres (à-35%) ne vérifient l’ELU, que sous 0,6 x Bc, ce est jugé trop peu sécurisant quand à une rupture « fragile ». En effet, le niveau de surcharge pour

ELS classe III SURTENSION / perte de câblage pour 1 x Bc

0

100

200

300

400

500

600

0 10 20 30 40 50

perte en %

surt

ensi

on e

n M

pa

POUTRE 3 - mi-travée

ELU fondamental

Msurcharge admissible Equivalent Bc

ELU (avec 1,2 x G) Msurcharge admissible Equivalent Bc

OA sain 8.45 2.40 x BcOA -10% cablage 6.95 1.97 x BcOA -20% cablage 5.55 1.57 x Bc 6.2 1.76 x BcOA -30% cablage 4.15 1.18 x Bc 4.8 1.36 x BcOA -35% cablage 3.45 0.98 x Bc 4.15 1.18 x BcOA -40% cablage 2.75 0.78 x Bc 3.6 1.02 x Bc


une vérification ELS (0,7xBc) est du même ordre que celui pour une vérification ELU (0,73xBc pour une "combinaison 1,2G") ce qui n'est pas sécurisant. Aussi, il a été décidé de conforter l’ouvrage pour revenir à une ductilité et une sécurité correspondant à une perte de –20% de câblage (faire passer l’ouvrage de –35% à –20%, donc compenser une perte de ~15 à 20% de câblage). Ceci, par des plats collés, des tissus composites ou d’autres méthodes. Ainsi, l’ouvrage serait vérifié à l’ELU (c’est l’objectif premier) et à l’ELS en classe III (voire en classe II puisque le manque d’aciers d’une vérification en classe II pourrait être compensé).


V - Balayage des solutions de confortement Les solutions envisagées et étudiées à l'étude préliminaire ont été :

• confortement provisoire par plats collés: c'est en effet une technique éprouvée qui permet d'apporter une section assez forte. Elle devrait permettre d'assurer l'ELU, mais l'amélioration de l'ELS sera limité puisqu'elle n'agit que sur les moments de surcharges. Cette technique est conditionnée à un état général suffisamment bon du béton en surface (test d’arrachage d’une pastille). La mise en oeuvre est assez délicate : les tôles sont assez lourdes – elles doivent être plaquées sur le talon avec une certaine pression – la circulation doit être interrompue pendant cette phase de collage et pendant le temps assez long de durcissement de la résine, sous peine que les plats se décollent.

• confortement provisoire par tissu ou bande composite : Cette technique est de plus en plus employée. Par rapport au renforcement d’une dalle, le problème sera peut-être de ne pas pouvoir disposer sous les 65 cm de talon une section suffisante (que ce soit de tissu en 3 couches ou de bandes). Pour le tissu, il enrobe le talon. Cela permet d’avoir une section globale peut-être suffisante, mais cela masque totalement le talon et empêche de surveiller des désordres. Comme pour les plats collés, cette technique est conditionnée à un état général suffisamment bon du béton en surface. La mise en oeuvre est un peu plus aisée que les plats collés : poids moins élevé – plaquage par marouflage – la circulation doit être interrompue pendant cette phase de collage et pendant un temps de durcissement de la résine (24h mini), qui peut, lui, être un peu plus court que pour les plats collés.

• confortement provisoire par précontrainte extérieure droite : Il manque des câbles, le principe de la précontrainte additionnelle est d'en rajouter. Pour pallier les ~ 2 câbles de 600mm2 manquant à l’ELU, un « petit » câble 4T15s de chaque coté de la poutre devrait suffire. Pour simplifier cette solution (faisabilité et coût), le tracé serait ici rectiligne. Compte tenu du faible taux de ferraillage longitudinal, les critères d’entraînement à l’arrière des ancrages par blochets seront peut-être pénalisants. Les blochets d’ancrage seront ancrés par barres de clouage. Au niveau de la réalisation : - Les blochets seront préfabriqués – la confection de leur surface d’appui plane et parallèle (à l’axe de poutre) sur l’âme nécessitera des interruptions de circulation raisonnables – la mise en place des blochets et des barres peut se faire sous circulation.

• confortement provisoire par précontrainte extérieure déviée : une déviation par un seul déviateur pour avoir les câbles sous le talon des poutres en travée, améliorera la solution de précontrainte extérieure en gardant le même câblage.

V.1 - CONFORTEMENT PROVISOIRE PAR PLATS COLLÉS

Hypothèses de dimensionnement Pour le dimensionnement de tôles collées, les bases de calculs sont tirées des ouvrages :

Réf 1 :Fascicule n°6 - Les techniques de réparation et de renforcement des ouvrages en béton - AFPC –SNBATI-STRRES- juin 87

Réf 2 :Entretien, réparation et renforcement des ouvrages en béton – Renforcement des structures en béton par la technique des tôles collées - ENPC

- Quelques aspects du comportement– Jean Noël Theillout – dec. 88 -Justification par le calcul- J Bourgeais – dec. 88

Dans un premier temps, nous avons pratiqué un dimensionnement suivant des hypothèses strictes, notamment le faible taux de travail (0,24 fe) des 2ème et 3ème tôles.

Dans un deuxième temps, un dimensionnement a été fait sur la base d' hypothèses de dimensionnement moins restrictives préconisées par le LCPC suite à des réflexions et des expériences faites au LCPC sur le comportement de poutres partiellement précontraintes renforcées de plats.

dimensionnement

1er dimensionnement Les tôles sont en S355. L’effort à reprendre correspond à 2 câbles (ou au minimum à 1,5 câbles), c’est à dire à : 2 x 600x10-6 x 900Mpa = 1,08MN (et pour le minimum de 15% du câblage : 0,81 MN)


* En dimensionnement ELS de plats collés, les limites de travail des tôles sont faibles : limite de travail de la 1ère tôle est : sa1 = 0,47 fe = 166 Mpa la limite de travail de la 2ème et 3ème tôle est : sa2 = 0,24 fe = 85 Mpa [ 3 tôles superposées ont donc une limite de travail de (166+85x2)/3 = 112 mpa] Sous le tâlon de poutre de 65cm de large, 3 tôles de 0,60cm x 5 mm peuvent reprendre : ((166+85x2)/3) x 15mm x 0,6 = 1,00MN. * Si nous analysons les diagrammes de contraintes (et de déformations) ELS : nous avons pour la poutre 3 à mi-travée en section nonfissurée :

Les plats collés n’agissent pas sur le diagramme à vide, mais uniquement pour celui engendré par les surcharges. Nous sommes en fonctionnement élastique (ELS) et les déformations sont linéaires des contraintes.

Ea/ Ei béton = 210000/36320 = 5,78 Sous surcharge la contrainte dans les plats collés sera donc: 5,78x 8,9 = 51 Mpa On s’aperçoit donc que les plats collés travaillent moitié moins qu’il n’était prévu, et l’aide qu’ils apportent à l’ELS ne correspond donc qu’à ~1 câble. Les plats collés ne sont en fait ici pas très rentables à l’ELS en renforcement de poutre précontrainte. * vérification en ELS classe III Cette observation vaut en section non fissurée, mais on peut voir en classe III quelle aide les plats collés apportent. Nous obtenons sous 1,2 Bc : surtension câbles : 140Mpa donc <0,1 Fprg (sans plats collés on avait 358 Mpa) σplat collé = 147 Mpa < 0,47x355 donc l’ouvrage vérifie la classe III * Vérification à l’ELU à mi-travée: Pour cette vérification à mi-travée avec 3 tôles de 0,60cm x 5 mm, nous utilisons le logiciel CDS. Les plats collés de 2ème et 3ème couche travaillant moitié moins que la 1ère, la section d’acier collé totale introduite dans CDS sera de 2/3 (S1ère couche + S2ème + S3ème ) Tandis que la contrainte limite ELU sau des plats collés a été prise égale avec un gs = 1,15 (sau = 308Mpa ). Avec une section de précontrainte de 65% et un moment surcharge de 1,6 x Bc (puisque nous souhaitons retrouver ce 1,6 de sécurité à l’ELU fondamental) , nous obtenons que : Les matériaux ne dépassent pas leur limites ELU, donc la section vérifie l’ELU sous le moment appliqué. La contrainte dans les plats collés est de 270 Mpa, la marge par rapport à fe est de 1,31 . Il est dit dans le livre ENPCréf2, que les contraintes extrèmes peuvent dépasser de 30% la contrainte moyenne par l’effet local des fissures (on retrouve cette marge à l’ELS). La marge, de ici, 1,31 est bienvenue. Mais de toute façon, si nous limitons le sau plus fortement : - les plats collés seront considérés comme plastifiés mais leur déformation reste très acceptable - les contraintes dans les autres armatures seront lègèrement plus fortes.

2ème dimensionnement les tôles seront en S460. L’objectif premier du dimensionnement du confortement est la satisfaction de l’ELU ; mais à l’ELS, nous souhaitons que le confortement provisoire permette à l’ouvrage de vérifier la classe III, ou tout au moins qu’il diminue suffisamment les surtensions dans les câbles. *Vérification ELS Nous donnons les résultats à mi-travée pour le cas d’ 1 épaisseur de tôle de 5mm et pour le cas de 2 épaisseurs. Pour 1 épaisseur, la section introduite dans CDS est : 600 x 5 = 3000mm2 x 2 ("x 2" dans CDS tel que préconisé par le LCPC car lors d'essais, les contraintes dans les plats collés étaient double des surtensions du fait de leur meilleure adhérence. Pour obtenir par ce calcul CDS, les surtensions dans les câbles de précontrainte, nous doublons donc cette section de plats collés. Ensuite la contrainte réelle des plats collés est, elle, obtenue en doublant la contrainte du passage CDS.) Pour 2 épaisseurs, la limitation dans la 2ème tôle étant 2 fois plus forte que dans la 1ère ,la section introduite dans CDS est : 600 x 5 x (1+ 0,5) = 4500mm2 x 2

Surtensions (Mpa) σ plats collés (Mpa) 1 épaisseur (sous 1,2 x Bc) 140 2 x 147 = 294 1 épaisseur (sous 1 x Bc) 104 2 x 107 = 214 2 épaisseurs (sous 1,2 x Bc) 108 2 x 113 = 226

7,57 -2,795

14,52 -11.60

+

perm préc 65%

=

4,745

2,92

ELS à vide4,37

-8,90

Et +

Surch (ELS)


On s’aperçoit qu’avec 1 ou 2 épaisseurs, les surtensions dans les câbles sont suffisamment faibles pour satisfaire la classe III du BPEL. Cependant les contraintes dans les plats collés sont un peu trop élevées pour une seule épaisseur, si l’on veut rester en dessous de 0,47 x fe = 216 Mpa. *Vérification ELU Nous obtenons un moment disponible :

Moment de surcharge admissible 1 épaisseur 1,58 x Bc 2 épaisseurs 1,88 x Bc

La vérification ELU est donc juste pour un confortement d’un seule épaisseur. Dans la perspective d’un confortement provisoire, la solution « plats collés » retenue serait 1 seule épaisseur de plat pour des raisons pratiques de durée d’interruption de circulation.

1 épaisseur de tôle collée régnant sur 21 m(10.5 m de part et d'autre de la mi-travée)

machoires d'appui sur talon

poutres longitudinales sous lesquelles sont disposé des vérins

Bâti de compression des tôles collées

V.2 - CONFORTEMENT PROVISOIRE PAR TISSU OU BANDE COMPOSITE

2 solutions ont été envisagées : La première est à base du tissu de fibre de carbone dit TFC de chez Freyssinet. Ce tissu envelopperait l’ensemble du talon. Il n’est pas très épais mais on peut mettre plusieurs couches (3 couches de manière avérée) La seconde est à base de lamelles à fibres de carbone de chez VSL. Ces lamelles sont plus épaisses que du tissu. Elles s’appliquent bien au renforcement de poutres en flexion. On en disposerait autant que possible sur le pourtour du talon. Les 2 dimensionnements ont été menés. Ne figure ci après que celui du tissu de fibre de carbone.

Dimensionnement d’un confortement de TFC * Vérification à l’ELS Du fait d’un module de 105000Mpa , ce type de confortement n’apporte presque rien dans un calcul ELS non fissuré.


Néanmoins, nous pouvons voir en classe III, quel soulagement ce confortement apporte dans les surtensions dans les câbles. Après tâtonnement, nous avons pris un confortement de TFC de 3 couches sur l’ensemble du talon (du dessous jusqu’en haut du gousset) ce qui correspond dans nos calcul à une section de 2064 mm2 Les caractéristiques du TFC sont : Epaisseur : 0,43mm module E : 105000Mpa A l’ELS : σelstfc =< 450Mpa

A l’ELU : σutfc = 1400Mpa mais limité à 1050Mpa correspondant à εutfc = 1% et γutfc = 1,25 coeff de sécurité sur le σutfc

Le calcul en classe III sans renforcement donnait des surtensions dans les câbles de 530Mpa et ε = 2,7.10-3 en fibre inf (2,7.10-3 x 105000 = 283 Mpa) Celui avec renforcement donne :

Non renforcé Renforcé de TFC Surtension

dans les câbles Surtension

dans les câbles Contrainte TFC (Mpa)

Sous 1,2 Bc 538 350 180 Sous 1,0 Bc 357 229 117 Sous 0,8 Bc 181 137 68

On apprécie donc les baisses de surtensions, puisqu’elle devient de l’ordre de 0,10 Fprg sous 0,85 Bc . On aimerait peut-être améliorer les choses en augmentant le renfort, mais nous n’avons pas voulu aller au delà de 3 couches de tissu. (avec des lamelles (y compris sur le flan et le pan de gousset du talon) on arrive à diminuer la surtension à 190Mpa sous 1 x Bc) * Vérification à l’ELU Sous les 1,6 Bc réglementaire, la contrainte dans le TFC est de 617 Mpa. La section renforcée vérifie l’ ELU. Le moment admissible est de 1,84 x Bc

V.3 - CONFORTEMENT PROVISOIRE PAR PRÉCONTRAINTE EXTÉRIEURE DROITE

Hypothèses de ce confortement

Position du câble Pour que la solution soit technologique ment simple à réaliser, le tracé des câbles est droit. Il n’y a ainsi qu’un blochet d’accrochage à chaque extrémité et pas de déviateurs. Le câble doit tant que possible intéresser la plus grande longueur de poutre en tenant compte de l’encombrement des vérins et de leur mise en place derrière les longueurs d'enfilage (que ce soit en toron clair ou en monotoron gainé graissé). Nous avons donc placé l’extrémité des ancrages à 2,275m du nu de l’entretoise d'about. En hauteur, il faut tenir compte : - du diamètre d’encombrement du vérin par rapport au talon de poutre (là, les monotorons sont plus intéressants) – de l’écartement de l’ancrage par rapport au nu de la poutre – des dimensions du blochet gouvernées par l’encombrement minimum des barres de clouage. Au final, nous obtenons des dimensions comme suit, et la distance de l’axe du câble / fibre inférieure du talon =

0,65m

x = 0,56 Abscisse du nu d'entretoise


Unité de précontrainte Nous étions parti au départ sur des 4T15s classe 1860 pour compenser 2 câbles manquant, mais cela pose des problèmes d’entrainement à l’arrière. Renforcer à l’arrière des blochets le manque de ferraillage par du TFC ou clouer la précontarinte en 2 massifs, rend la solution plus complexe et cela n’est pas opportun. Nous avons donc diminuer un peu les unités de precontrainte pour que le renforcement soit correct et que l’entrainement soit vérifié. Les câbles sont de chaque coté de l’âme des : 4T15 classe 1860 mais tendu à 0,95x Min(0,8Fprg;0,9Fpeg) NB : comme nous le verrons après, le manque d'acier passif pour reprendre l'entraînement posera encore plus de soucis que prévu. tension en service à l’infini Les câbles seront tendus par une extrémité. - La perte par frottement en ligne est de l’ordre de 3% (monotoron gainé graisseé sur 30m ) - La perte par rentrée d’ancrage est de 2,7% (recul de 6mm) - La perte par fluage est de 45Mpa - La perte par relaxation est de 65 Mpa

ici spi = 0,95xMin[ 0,8Fprg ;0,9Fpeg] = 1344 Mpa la tension finale sera donc de 1159Mpa

dimensionnement

vérification à l’ELS à mi-travée ♦avec le câblage –35% + la précontrainte additionnelle sous charge permanente et sous surcharge

les mêmes diagrammes avec la précontrainte intacte sont aussi examinés et permettent de vérifier qu'il n'y a pas d'excés de compression (smax=14,5Mpa). Les contraintes dans la section vérifient à nouveau les critères de classe II : -2,76 ≤ sb ≤ 21,6 Mpa Par contre, on ne peut pas dire que la poutre vérifie la classe II car le ferraillage passif est insuffisant : Il faudrait As = Bt / 1000 + (NBt x ftj) / (fe x σBt) = 10cm2 et il n’y a que 4HA12 soit 4,52 cm2 Vérification en classe III : Les câbles de précontrainte sont de la précontrainte extérieure, leur coefficient d’adhérence est nul, ils ne se surtendent pas comme les câbles intérieurs. On obtient :

Surtension dans les câbles existants = 115 Mpa < 0,10 Fprg smax aciers passifs = 170Mpa L’ouvrage réparé ainsi vérifie tout à fait la classe III du BPEL vérification à l’ELU à mi-travée Les câbles étant extérieurs au béton, ils ne se surtendent pas comme des câbles intérieurs. Ils n’agissent que par l’amélioration de l’état à vide et l’augmentation de la sécurité à l’ELU n’est pas aussi forte qu’espérée. Elle est néanmoins assez suffisante, puisqu’on dispose de M surcharge admissible = 5,3 MN.m = 1,5 Bc Accrochage du blochet d’ancrage La force d’accrochage doit répondre à la norme NFP 95-104 : (ELU) γp x Np x ϕ / γϕ = 1,35 Pm Avec le coefficient de frottement ϕ = 0,5 pour un bossage préfabriqué en béton avec interposition d’une résine. Cela conduisait ici à 6 barres Ø 26 classe 1230. Leur disposition en fonction du câblage en éventail dans la zone d'about ne s'annonçait pas évidente, tout en gardant des blochets modestes. Effet d’entraînement à l’arrière des blochets Ce point délicat, du fait du faible ferraillage passif sera évoqué au chapitre VI.

7,54 -2,795

14,52 -11.60

+

perm préc 65%

=

4,79

6,69

ELS à vide

4,37

-8,90

+

Surch (ELS)

+

préc addi 0,045

3,775

=

9,16

-2,21

ELS rare


V.4 - CONFORTEMENT PROVISOIRE PAR PRÉCONTRAINTE EXTÉRIEURE DÉVIÉE

Technologiquement le plus simple est de placer un déviateur métallique sous le talon de poutre à mi travée, comme sur le dessin ci-dessous :

vérification à l’ELS à mi-travée ♦avec le câblage –35% + la précontrainte additionnelle sous charge permanente et sous surcharge: l'excentrement du câble est trés rentable puisqu'avec un excentrement sous talon à mi-travée de 10cm ici (le projet aboutira à 25cm, cf chapitreVI), on obtient une absence de traction à l'ELS sous surcharge.

A mi travée : l’ouvrage vérifie l’ELS classe I Ceci est aussi vérifié sur toute la longueur de la poutre. vérification à l’ELU à mi-travée L'ELU est vérifié puisque nous obtenons un moment admissible de 1,8 Bc.

7,54 -2,795

14,52 -11.60

+

perm préc 65%

=

3,69

9,11

ELS à vide

4,37

-8,90

+

Surch (ELS)

+

préc addi -1,056

6,19

=

8,05

0,21

ELS rare


V.5 - COMPARATIF ET CHOIX D'UNE SOLUTION

Pour chaque solution, les délais de réalisation, les contraintes d'exploitation (nécessité de coupure de la circulation sur le tablier) et le coût, ont été estimés. Le tableau de synthèse suivant a été établi : Vérication ELS Vérication ELU Estimation

(difficile pour des travaux de réparation)

Délai

Confortement provisoire par TOLLES COLLES

Classe III OUI sous 1 Bc OUImais sous 1,2Bc (car σplat=0,64 fe→un peu fort)

OUI

Madm = 1,58 Bc

450 K€HT

Travaux : 2 x 8 semaines Basculement total : 2 x 6 week-end(2,5j)

Confortement provisoire par LAMELLES

Classe III NON mais amélioration des surtensions 350Mpa sous 1,2 Bc 229Mpa sous 1 Bc 137Mpa sous 0,8 Bc

OUI Madm = 1,84 Bc

600 K€HT

Travaux : 2 x 8 semaines Basculement total : 2 x 6 week-end(2,5j)

Confortement provisoire par PRECONTRAINTE droite

Classe III OUI Surtension = 115Mpa

≈ OUI Madm = 1,5 Bc

550 K€HT

Travaux : 2 x 12 semaines Basculement: RAS

Confortement provisoire par PRECONTRAINTE DEVIEE

Classe I OUI

OUI Madm = 1,8 Bc

650 K€HT

Travaux : 2 x 12 semaines Basculement: RAS

La solution « plats collés », avec 1 seule épaisseur, semble valable quant au critère ‘‘exploitation’’ (avec 3 épaisseurs, les durées de basculement étaient prohibitives). Cette solution semble préférable financièrement et techniquement (surtensions plus faibles à l’ELS (mais moins de marge ELU)) à la solution « lamelles », mais on peut se demander si les hypothèses de comportement des plats vis à vis des surtensions des câbles ne sont pas aussi transposables aux lamelles de carbone. Les 2 solutions de précontrainte extérieure forment en quelque sorte une famille différente : - parce qu’elles remplacent une perte de précontrainte par de la précontrainte, et agissent ainsi y compris sur l’état à vide -parce qu’elles sont indépendantes de l’état du béton des talons et des conditions climatiques. Elles ont toutes deux le grand avantage de ne pas nécessiter de basculement de l'autoroute A320. Parmi les 2, celle de « précontrainte déviée » , pour un surcoût raisonnable et sans augmenter les travaux, permet de mieux conforter l’ouvrage, en le rendant (provisoirement) réglementaire. A la lumière de cette comparaison des solutions, c'est la solution de confortement par PRECONTRAINTE DEVIEE qui fut retenue.


VI - Études de la solution de renforcement par précontrainte

extérieure déviée mise en oeuvre

VI.1 - VÉRIFICATIONS DE FLEXION

vérification à l’ELS compte tenu de la géométrie du déviateur métallique, l'axe du câble est en fait à –25cm sous le talon à mi-travée. La tension est in fine un peu plus faible qu'à l'étude préliminaire et les câbles seront à l'about un peu plus haut. Les contraintes ELS correspondent au tableau suivant:

vérification à l’ELU : L'ELU est vérifié , le moment admissible est de 1,8 Bc.

VI.2 - VERIFICATIONS D'EFFORT TRANCHANT ET DE BIELLE D'ABOUT

Armatures d’efforts tranchants Le ferraillage de cadres est 9 cm² / ml (2 T12, e = 0,25). Le ferraillage minimum est 4 cm² / ml (Amin = 0,4 Mpa x bo / fe).

Calcul des étriers d'efforts tranchants ELU τ τ - ftj/3

ftj = 2,7 σ tg 2βu tg βu βu min b At/St =(τ-ftj/3)γs/fe tgβu b

Section x = 0,71 Avant ancrage du premier câble de deuxième famille Poutre centrale 2,24 1,34 3,63 1,234 0,475 0,577 5,9 cm² / ml

Section x = H/2 Poutre centrale 1,68 0,78 3,52 0,954 0,400 0,577 0,27 Pas prépondérant

Section x = 0,71 Avant ancrage du premier câble de deuxième famille----- Perte d’un câble / 6 Poutre centrale 2,53 1,63 3,085 1,640 0,561 0,577 0,27 7,31 cm² / ml

Section x = H/2 -----Perte d’un câble sur six Poutre centrale 1,98 1,08 2,99 1,324 0,497 0,577 0,27 4,8 cm² / ml

Section x = H/2 -----Perte de deux câbles sur six Poutre centrale 2,34 1,44 2,34 2,00 0,618 0,27 6,85 cm² / ml

Les étriers passifs sont suffisant pour coudre l’effort tranchant, même en admettant la rupture de l’équivalent de deux câbles.

abscisse / about

permanente préc existante x 65%

préc additionnelle

surcharge ELS à vide ELS rare ELS à vide si préc existante intacte

2.135 + fib sup 1.51 0.69 0.00 0.85 2.20 3.22 2.57fib inf -2.17 5.71 0.00 -1.66 3.54 1.55 6.61

4.235 - fib sup 3.37 -0.82 0.47 1.78 3.02 5.16 2.58fib inf -4.64 8.36 2.23 -3.4 5.95 1.87 10.45

6.305 - fib sup 4.83 -1.70 0.20 2.49 3.33 6.32 2.42fib inf -6.76 10.74 2.88 -4.79 6.86 1.11 12.64

8.376 fib sup 5.57 -2.24 -0.08 2.89 3.25 6.72 2.04fib inf -8.47 13.01 3.58 -5.87 8.12 1.07 15.12

10.447 fib sup 6.44 -2.71 -0.34 3.29 3.39 7.33 1.93fib inf -9.91 14.24 4.25 -6.71 8.57 0.52 16.24

12.518 fib sup 7.05 -2.78 -0.61 3.58 3.65 7.95 2.16fib inf -10.86 14.47 4.84 -7.3 8.45 -0.31 16.24

14.589 fib sup 7.42 -2.80 -0.88 3.7 3.74 8.18 2.24fib inf -11.42 14.53 5.44 -7.53 8.54 -0.49 16.37

16.66 fib sup 7.54 -2.80 -1.15 3.64 3.59 7.96 2.09fib inf -11.6 14.53 6.03 -7.42 8.95 0.05 16.78


Contraintes de cisaillement à l'ELS A une distance H/2 de l’appui, l’état de contrainte suivant ELS :

Poutres

τ σ τ lim [0,4 ftj (ftj+2/3 σ)]1/2

σ traction = σ/2 - [(σ/2)2+ τ2]1/2

Centre 0,66 MPa 3,67 MPa 2,39 MPa - 0,11 MPa Avec perte de précontrainte de 15 % (soit la perte d’un câble sur six)

Centre 0,96 MPa 3,12 MPa 2,31 MPa - 0,27 MPa Avec perte de précontrainte de 30 % (soit la perte de deux câbles sur six)

Centre 1,27 MPa 2,57 MPa 2,22 MPa - 0,52 MPa Ces contraintes principales de traction sont très faibles et une détension de 15% puis 30% de la précontrainte ne modifie pas beaucoup les choses. Il est très rassurant de constater que les contraintes principales de traction sont faibles et que l’on peut ainsi envisager un fonctionnement ‘élastique’ de la poutre en béton précontraint.

Bielle d'about les charges se transmettent à l'appui par l'intermédiaire d'une bielle d'about unique. Cette vérification de bielle a été faite suivant 3 hypothèses de câblage : câblage intact, câblage diminué de 15%,câblage diminué de 30%. Les étapes de cette vérification sont les suivantes:

Effort tranchant Vu : Pour le calcul de l’effort tranchant, on va chercher dans le listing VIPPEL les valeurs de tranchant réduites des parties passant directement à l ‘appui conformément à l’article 7.1,3, et au chapitre 2.1 annexe 4 2ème partie, du BPEL.

Vréd,u = Vu -Σ Fi sinα : réduction de l'effort tranchant de la partie verticale de l'effort des câbles.

τréd,u : τred,u répond à la formule τred,u = Vréd,u x S / (bn x I) (cf commentaires art 7.2,11 BPEL).

Calcul de la contrainte tangentielle correspondante. tg 2βu = 2 τred,u / σ : (Relation donnée à partir du cercle de Mohr)

La contrainte de compression σ vaut : force développée par les câbles / surface nette. calcul de l'inclinaison βu de la bielle. Si la bielle est plus aplatie que 30°, le BPEL impose de prendre 30°.

At / St = (τred,u – ftj / 3) x (γs / fe) x tg βu x bn : Calcul des cadres correspondants.

D’où, pour une perte de précontrainte de : ⇒ 15 % : At / St = 0,96 cm² / ml. ⇒ 30 % : At / St = 2,48 cm² / ml.

Le rang du câble tel que tg θk < tg β = 0,577 (βu = 30°) avec : détermination du rang du câble à partir duquel la bielle peut s'établir. Tg θk = (Vu - Σ Fi x sin α) / (Σ Fi x cos α - Hu)

détermination de la hauteur de bielle Zr et vérification du taux de cadres. Le ferraillage existant :

Extrait du plan d’armatures passives :

22

min

22

22

2

ooo

oR

τσσσ

τσ

+⎟⎠⎞

⎜⎝⎛−=

+⎟⎠⎞

⎜⎝⎛=

σmin O

τ0

σ0 σ

τ

τ0

σ0

τ0

o

Cercle de Mohr


Coupe A – A : Le ferraillage existant At / St à l’about est : At = 2 HA 12 = 2 x 1,13 = 2,26 cm², et St = 25 cm.

D’où, At / St = 9,04 cm² / ml. Le ferraillage existant est donc suffisant, même pour une perte de précontrainte de l’ordre de 30 %. Ensuite il faut aussi faire la Vérification de la transmission des charges directement à l’appui entre 0 et h/2 :

VI.3 - ÉTUDE PARTICULIÈRE DE L'INTERFÉRENCE ENTRE LA TRACTION LOCALE D’ENTRAINEMENT À L’ARRIÈRE DES BLOCHETS ET LE TIRANT DE LA BIELLE D’ABOUT

Présentation du problème La traction locale due à l'effet d'entraînement à l'arrière des blochets peut-elle interférer avec les tirants formés par les câbles dans le fonctionnement de la bielle d'about ? De même localement, quelle est la perturbation par rapport aux vérifications d'effort tranchant?

La longueur de régularisation de la traction locale d’entrainement vaut Lr = hauteur de la poutre = 2,1m. (distance à partir de laquelle le navier redevient suivant la Rdm, donc est nul)

(schéma du BPEL)

En assurant une distance de 2,1m entre le blochet et l’aplomb de la bielle d’about de rang 4 (l'aplomb de la bielle de rang 5 pour une perte de 30% est en deçà), nous pouvons donc dire qu’il n’y a plus interférence entre la traction locale d’entrainement à l’arrière des blochets et la bielle d’about. Le blochet se trouve alors à 3,5m de l’axe d’appui. NB : Cette distance Lr de 2,1m sera revue par un modèle éléments finis plus loin.

Estimation de la traction locale d’entrainement à l’arrière des blochets Cette estimation est faite, en premier lieu, à partir du schéma du BPEL. F1câble= 4x150mm2x(1344x0,973) = 0,78 MN La force localisée F/2 du schéma BPEL (nous prenons l'effort pour une section qui n'est pas section d'about (sinon F/4)), vaut 2* F1câble/2 = F1câble et la contrainte locale correspondante vaut : σlocale = F1câble / Ω Ω est la section d’âme concernée par l’entraînement suivant le schéma ci-joint du BPEL : Ω = 0,243 (0,15 + 2 x 0,121 + 2 x 0,16) = 0,173m2 d’où σlocale = 0,78/ 0,173 = 4,45 Mpa


La superposition du navier de F1câble et de la contrainte locale donne le diagramme suivant : Qui fait donc apparaître une traction locale estimée à –2,97Mpa. NB : Cette estimation étant approximative quand à la valeur de la traction et la longueur surlaquelle elle règne, sera revue avec la modélisation aux éléments finis.

Justification sous effort tranchant à l’ELS Comme le montre le dessin suivant, la diminution (locale) de la contrainte de compression fait évoluer les cercles de Mohr représentant l’état de contraintes des points dans la zone d’entrainement vers une augmentation de la contrainte maximale de traction.

Il faut donc vérifier si localement les contraintes et leur cercle de Mohr satisfont les inégalités du BPEL dérivées de l’ellipse de Chalos-Béteille. Nous dressons le tableau de vérification des contraintes d’effort tranchant ELS suivant :

La contrainte de cisaillement tenant compte d’une traction locale d’entrainement de –2,97Mpa, reste inférieure à la contrainte limite autorisée suivant le BPEL. Localement la vérification du tranchant à l’ELS reste satisfaisante, d’ailleurs la contrainte principale de traction (traction maximale) est au maximum (cas –35% câble) de –1,71Mpa.

Justification sous effort tranchant à l’ELU A l’ELU, les bielles de compression sont supposées inclinées entre 45° (valeur habituelle en béton armé) et 30° (en béton précontraint, les plans de fissuration sont plus couchés) et on trouve dans les livres des schémas de fissuration comme suit :

La justification à l’ELU consiste en :

- La vérification de la compression dans les bielles de béton - La vérification des cadres d’éffort tranchant qui reprennent l’effort tranchant.

Nous dressons le tableau suivant à l’abscisse 2,135+ de l’about avec le câble 8 , au CdG et au point B à la hauteur du cable additionnel :

ou

0,045 /2

3,775 /2

-4,45

-2,97

τ

- τ Augmentation de la contrainte maximale de traction

Diminution de σ au point représenté

t s t lim = [0,4 ft (ft+2/3s )]0.5

s traction max sur Mohr =

s /2 - [(s /2)2 + t 2]0.5

OA sain New (1) G x=1.05=H/2 0.65 3.67 2.40 -0.11G x=2.135+ 0.32 3.93 2.44 -0.03B x=2.135+ 0.32 4.28 2.49 -0.02

- traction locale diffusion -2.97Mpa B x=2.135+ 0.32 1.31 2.00 -0.07OA -15%de cablâge B x=2.135+ 0.70 3.34 2.35 -0.14

- traction locale diffusion -2.97Mpa B x=2.135+ 0.70 0.37 1.82 -0.54OA -30%de cablâge B x=2.135+ 1.08 2.41 2.20 -0.41

- traction locale diffusion -2.97Mpa B x=2.135+ 1.08 -0.56 1.62 -1.39OA -35%de cablâge B x=2.135+ 1.20 2.10 2.14 -0.55

- traction locale diffusion -2.97Mpa B x=2.135+ 1.20 -0.87 1.55 -1.71


Le ferraillage existant de 9cm2/m, est donc suffisant pour vérifier l’effort tranchant à l’ELU même localement sous l’effet de décompression du à l’entrainement.

La compression dans les bielles reste vérifiée. On constate que localement la contrainte horizontale peut devenir négative et le cercle de mohr ELU (avant fissuration) pour le point B est localement modifié comme suit :

Localement la contrainte maximale de traction découpant les bielles devient plus forte, puisque qu’à partir

du cas –30% câbles, l’on atteint ft28 ; et les plans de fissurations de redressent. On retrouve un fonctionnement local de type béton armé, mais les cadres d’effort tranchant restent suffisants pour reprendre l’effort tranchant.

On peut appréhender cela avec le dessin suivant de fissuration modifiée localement :

Modélisation aux éléments finis de l’effet local d’entrainement avec le logiciel CESAR-LCPC

Données de la modélisation Compte tenu de la symétrie, la moitié d’une poutre a été modélisée. Pour simplifier le modèle : - les blochets et les forces des 2 câbles sont horizontaux

- le blochet est un peu raccourci fait 0,5m de longueur. Le pas est de 0,25m de maillage au voisinage du blochet (HxLaxLo = 0,4x0,28x0,5)

La force de câble de 0,771 est introduite par une pression uniformément répartie sur la plaque d’ancrage (de 0,12 x 0,15) Le calcul effectué ne correspond qu’à la force des 2 câbles additionnels (pas de poids propre, pas de précontrainte existante)

t u t u - ft/3

s u tg 2b u b u tg b u MAX{tgBu;tg30}MIN{tgBu;tg45}

bn At/st= (t -ft/3)*tgb u*bn/fsu

t u lim bielle

= fc28/4*1.5

OA sain New G x=1.05=H/2 1.58 0.66 3.52 0.90 21 0.38 0.577 0.22 0.00024 6G x=2.135+ 1.29 0.37 4.04 0.64 16 0.29 0.577 0.22 0.00013 6B 1.29 0.37 3.59 0.72 18 0.32 0.577 0.22 0.00013 6

- traction locale diffusion-2.97 B 1.29 0.37 0.62 4.19 38 0.79 0.790 0.22 0.00018 6OA -15%de câble B 1.67 0.75 2.63 1.27 26 0.49 0.577 0.22 0.00027 6- traction locale diffusion-2.97 B 1.67 0.75 -0.34 -9.75 48 1.11 1.000 0.22 0.00046 6OA -30%de câble B 2.05 1.13 1.67 2.46 34 0.67 0.673 0.22 0.00047 6- traction locale diffusion-2.97 B 2.05 1.13 -1.30 -3.15 54 1.37 1.000 0.22 0.00070 6OA -35%de câble B 2.18 1.26 1.35 3.23 36 0.74 0.737 0.22 0.00057 6- traction locale diffusion-2.97 B 2.18 1.26 -1.62 -2.69 55 1.44 1.000 0.22 0.00078 6


Résultats de la modélisation La modélisation aux éléments finis permet de conclure que : - L’éloignement du blochet par rapport à la bielle d’about est suffisant puisque la longueur de régularisation à l’arrière du blochet prise initialement égale à 2,1m est plutôt de l’ordre 1,2m . - Les 2,97 Mpa pris initialement pour la traction locale dans la zone entrainée, s’avère être plutôt un maximum ponctuel dans l’épaisseur. La valeur moyenne dans cette zone, pour la section immédiatement à l’arrière du blochet, est en fait de l’ordre de 2,55Mpa. - 2m au delà du blochet (abscisse x= 6m/axe d’appui), la précontrainte est totalement diffusée.

VI.4 - PROBLÈME DE L'ENTRAINEMENT À L'ARRIÈRE DES BLOCHETS

Cette vérification faite suivant le BPEL, pour la poutre 3, consiste à vérifier que des aciers passifs peuvent reprendre l'effort d'entrainement à l'arrière du blochet. La section doit vérifier : A= (F/2-Ωσb)/ σs cas du câblage initial en 4T15.

Pour un câblage de 4T15 de part et d'autre de l'âme de la poutre (soit 2 x 4T15 au total par poutre), la force d'un câble est 4x140mm2x(1415x0,973*0,95) = 0,732 MN (la mise en tension est ici à 0,95*la limite réglementaire (min{0.8fpeg ; 0.9fprg}) Pour l'entraînement à l'arrière du blochet, notre section n'est pas une section d'about temporaire, la formule à appliquer fait donc intervenir F/2 (mais, on se dit aussi que l'about est proche et suivra, si bien que la force en jeu doit se situer entre F/2 et F/4 (F/4 pour une section d'about)). La force localisée F/2 du schéma BPEL, vaut 2* F1câble/2 = F1câble et la contrainte locale correspondante vaut : σlocale = F1câble / Ω

Ω est la section d’âme concernée par l’entraînement suivant le schéma ci-joint du BPEL :

Ω = 0,243 (0,15 + 2 x 0,121 + 2 x 0,175) = 0,180m2 0,15 largeur plaque ancrage; 0,121 demi largeur d'âme ; 0,175 écartement axe du 4T15 Diagramme des contraintes ELS rare (càd sous surcharge) avec une précontrainte existante diminuée de 35%.

à l’abscisse 3,41m , on a donc σb = 1,98Mpa Donc la section nécessaire est : A = 1/266 (0.732 – 1.98x0.180) =14cm2 , or on

peut dire qu’on intercepte dans Ω , 4HA8 soit 2,01cm2. Le ferraillage longitudinal est beaucoup trop faible pour que l'entraînement à l'arrière des blochets soit repris.

3,22

1,55

2 1

0,9m 2,26Mp

4,69

-0,36

1,80Mpa

abscisse x=2,135 abscisse x=4,235-


Il a donc été décidé de scinder le câblage en 2, afin de n'avoir à ancrer que unités 2T15. Le câblage sera

donc constitué de 2x 2T15 par flan de poutre. cas du câblage en 2T15. la force intervenant dans le calcul de l'entraînement devient F1câble = 0,366 MN. La section d'acier nécessaire est alors A = 1/266 (0.366 – 1.98x0.180) =0.36cm2 ce qui est bien inférieur au 4HA8 interceptés. In fine, le faible ferraillage longitudinal des poutres pose donc des problèmes de vérification de l'entraînement à l'arrière des blochets et impose ici de scinder le câblage en unités plus petites. On note en fait que cela présentera l'avantage de travailler avec des blochets à 2 barres de clouage plutôt qu' à 4 barres de clouage, ce qui est plus pratique pour le perçage par rapport au câblage existant. La solution de renforcement par précontrainte extérieure déviée, à l'issue de ces réflexions, est alors la suivante :


VII - Description de la solution de renforcement par précontrainte

extérieure déviée mise en oeuvre Sur une idée du LCPC, il a été étudié qu'un des 2 blochets puisse être logé dans le coin haut au delà de la bielle d'about. En effet, expérimentalement, il a été constaté que les contraintes de précontrainte à long terme se localisent préférentiellement dans les goussets (parties massives) et celles dans les âmes (partie mince) sont plus faibles que prévu. Cette baisse de contrainte dans l’âme par rapport au navier peut-être de l’ordre de 20% et ce phénomène s’explique par le retrait et le fluage qui dépendent du rayon moyen des pièces. Cette baisse de précontrainte fait donc craindre pour l’entraînement et a motivé cette demande du LCPC. Comme les dessins du DCE le montre ci-après, cette solution avec un blochet logé au coin haut est tout à fait faisable en « croisant les 2 câbles », c’est à dire que chaque câble va d’un blochet de coin à un blochet à 3,84m de l’appui (et vice et versa). On tend comme prévu par une seule extrémité. Il n’y pas de problème d’intersection car les 2 câbles sont déviés en plan (au niveau du déviateur). La description de la solution se fait ci-après au travers d'extraits des plans du DCE.

le câblage général: Chaque câble est un 2T15. Comme dit précédemment le câblage est croisé, c'est à dire que chaque câble (sur le dessin câble bleu, et câble rouge, pour se repérer) va d’un blochet de coin à un blochet à 3,84m de l’appui. ci-dessous, l'élévation et la vue en plan du câblage.

positionnement des blochets: le respect des câbles existants par les forages des barres de clouages est primordial. Avec les petits blochets à 2 barres, ce positionnement des blochets se passe bien. Au niveau conception, le câblage existant a été retracé sous autocad et le milieu du segment entre les 2 trous des barres est calé sur un câble existant (la même distance de sécurité au câble est ainsi assurée pour les 2 trous). Ce positionnement de blochet est un positionnement standard. Chaque zone (248 au total) de chaque blochet a été radiographiée au début des travaux. Les latitudes, si un câble existant était beaucoup décalé par rapport à sa position théorique, étaient une translation horizontale et verticale du blochet incriminé (cela a été rare).

conception des blochets:


conception du déviateur métallique : le support principal est un double HEA160. Chaque câble passe dans un tube surcintré aux extrémités. La tenue de ces tubes (qui seront à la réalisation des U) au double H, se fait par des ailettes assurant la courbure du tube. Avant la mise en tension des câbles, le déviateur est maintenu au talon de poutre par l'intermédiaire par de pates réglables.

VUE DE FACE VUE B-B

1/2 COUPE A-A 1/2 COUPE B-B


VIII - Les travaux Les travaux ont été réalisés par l’entreprise Freyssinet.

VIII.1 - QUELQUES PHOTOS DES TRAVAUX

vue d’un blochet banc de coffrage des blochets préfabriqués

ferraillage passif ferraillage complet (passif + gaine + tromplaque)

coulage d’une série de blochets


passage des câbles vues du déviateur

Mise en tension


Vue d’ensemble

VIII.2 - DURÉE DES TRAVAUX :

Les travaux se sont déroulés sur 16 semaines pour les 2 tabliers (Sud et Nord). Ils n’ont nécessité aucune interruption de l’A320.

VIII.3 - COÛT DES TRAVAUX :

Le montant des travaux a été de 900 000 euros TTC pour ce confortement de 62 poutres au total. Le coût unitaire par poutre est donc de 14 500 euros TTC. . Le coût par mètre carré de l’ouvrage est de 160 euros TTC/m2. (la superficie de chaque tablier est 2800m2)

septembre 20051

PONT SUR LE BUECH- - -

PRESENTATION DE L’OPERATION DE REPARATION- - -

Septembre 2005

DDE 04DIRECTION DEPARTEMENTALE DE L’EQUIPEMENT

ALPES DE HAUTE PROVENCE

septembre 20052

PlanI. Présentation de l’ouvrage

II. Historique

III. Inspection détaillée de Décembre 1987

IV. Inspection détaillée de Juillet 1994

V. Inspection Détaillée Périodique de 2000

VI. Recalcul de l’ouvrage

VII. Avant Projet de Réparation d’Ouvrage d’Art

VIII. Établissement du DCEIX. Analyse des offres et maîtrise d’œuvre travaux

X .Démarrage du chantier - Maîtrise d’œuvre travaux

XI. Suggestions sur les enseignements et difficultés rencontrés à ce jour

septembre 20053

I. Présentation de l’ouvrage :

1) Plan de situation de l’ouvrage

Pont sur le Buech

septembre 20054


Pont sur le Buech

2) Vue aérienne

septembre 20055


Année de construction : 1400

Commune de Sisteron

Ouvrage en maçonnerie

2 élargissements en 1962 et 1976

3) Caractéristiques de l’ouvrage

longueur: 56 m

3 travées d’ouverture 19,65 m ; 12 m ; 12,30m

type plein cintre

biais de 100 grades

route supportée : RN 85 au PR 6+470

septembre 20056

II. Historique :1400 : construction de l’ouvrage principal (Moyen Age)

1859-1960 : reconstruction du mur amont rive droite écroulé en 1858

1862-1865 : premiers élargissements de l’ouvrage de 2 x 1,55 m par voûtes extérieures reposant sur les avants becs des piles initiales et accolées aux tympans et modification du profil en long

septembre 20057

1946 : suite au bombardement de 1945, reconstruction en béton armé avec parements en pierres de toute la voûte élargie en amont rive gauche et de la moitié de la voûte élargie en aval rive gauche

18/09/1972 : visite des plongeurs immergés du SERMAR et reconnaissance des fondations

• bon état des culées• dégradation superficielle des fondations des piles• pas d’affouillement

Élévation de l’inspection immergée du 18/09/1972 Vue en plan de l’inspection immergée du 18/09/1972

II. Historique :

septembre 20058

1974 : restauration du mur en retour aval rive droite

II. Historique :

septembre 20059

1974 : fiche individuelle de l’ouvrage, recensement et programmation, réparation ou reconstruction d’ouvrages défectueux, programme triennal 1974-1975-1976

• maçonnerie des murs en retour:

-maçonneries disjointes-présence de végétation dans de nombreux joints-les deux murs en retour RD présentent des fissures et des

déformations importantes de nature à faire craindre une dislocation à court terme-le mur en retour aval RG comporte des maçonneries disjointes sur 30 m²

environ et on observe un décollement par rapport aux maçonneries anciennes

• programme de 1974 de 1ère urgence: construction de murs en retour accolés aux murs anciens RD pour confortement et confortement des murs en retour RG par clefs d’ancrage; pour 6000 000 F.

II. Historique :

septembre 200510

1974 : fiche individuelle de l’ouvrage, recensement et programmation, réparation ou reconstruction d’ouvrages défectueux, programme triennal 1974-1975-1976

• Programme de 1975:

- rejointoiement et réfection des parements des culées, piles et murs en retour RG

- élargissement du tablier de l’ouvrage de 7 à 10 m et remplacement du garde-corps

- 900 000 F actualisé à 1 050 000 F par lettre du 21/11/1974

• Justification de l’urgence:

- risque de désordres ou de ruine- conséquences possibles pour les usagers- risques d’aggravation en cas de réparation différée

II. Historique :

septembre 200511

18/03/1975 : sondage carotté sur l’avant-bec de la pile rive droite par la sociétéINJECSOL. Le sondage montre un calcaire fracturé.

1975 : conclusions de la lettre du 7 Avril du CETE d’Aix à la DE de Digne

- suite au sondage réalisé par la société INJECSOL à travers la pile rive droite, on peut noter que les piles sont fondées sur un calcaire franc et massif- les fissures apparentes sur les avant-becs des piles ne sont pas dues à unaffaissement de la fondation mais à une rupture par compression de lamaçonnerie; rupture due à la surcharge apportée par la partie de voûte surajoutée« il faudrait de toute urgence couler une ceinture autour des deux avant-becs »- tassement important sur la chaussée - décollement du mur en retour aval de la culée rive gauche- Ce mur aval est à conforter de la même manière que le mur aval rive droite

1975 : construction de ceintures en béton armé autour des piles et injection de leur corps

II. Historique :

septembre 200512

1976 : deuxième élargissement de 2 x 1,20 m par dalles latérales « contre-poids »en béton armé reliées par 10 poutres de 40 x 40 pour la travée R.G. et 6 poutres pour les deux autres travées

II. Historique :

Deuxième élargissement-coupe type en encorbellement

septembre 200513

II. Historique :

septembre 200514

II. Historique :

2000: Inspection Détaillée Périodique du CETE Méditerranée- la structure de l’ouvrage est dans un état moyen- les équipements sur ouvrages sont médiocres et nécessitent un entretien

spécialisé- réfection totale du corps de chaussée avec mise en place d’un complexe

d’étanchéité et remise en état de tous les équipements sur OA

2003: DCE réalisé par GETEC

septembre 200515

III. Inspection détaillée de Décembre 1987 :

Travée 1: - dépôts de calcite sur le rein côté rive gauche en partie basse- rejointoiement en béton lié sur plâtre en clef de voûte- présence de 2 fissures longitudinales sur la pile 1- fissure amont ragréée en partie basse (e=0,4 à 1 mm)

Travée 2 : - nombreux dépôts de calcite- ragréage de deux fissures

Travée 3 : - fissures longitudinales et transversales ragréées- dépôt de calcite sur l’élargissement aval

on relève des décollements longitudinaux de l’ordre de 1 à 2 mm entre la voûte d’origine et le premier élargissement en maçonnerie principalement en travée 1 et 2

1) Douelles

Cette Inspection détaillée a été menée par le L.R.P.C. d’Aix

septembre 200516


On note la présence de quelques moellons éclatés sur le bandeau amont de la travée 2 et aval de la travées 1 et 3 causé par un excès de « compression »

2) Bandeaux

septembre 200517


les tirants situés sur les tympans des travées 1,2 et 3 sont oxydés

présence de quelques fissures verticales sur les tympans amont et aval des travées 1et 2 (0,2 mm)

le tympan aval de la travée 1 a été ragréé en deux endroits de part et d’autre de la clef

le tympan aval de la travée 2 a été rejointoyé

3) Tympans

septembre 200518


Culée rive gauche aval : à la jonction avec le mur en retour, décollement variable de 5 à 10 mm présentant des zones d’humidité et de fracture

Culée rive droite amont et aval : fissures verticales et décollement

Pile 1 côté amont : deux fissures verticales, prenant naissance sous l’encorbellement en béton, d’ouverture variable de 0,2 mm à 2 mm

Pile 1 côté aval : une fissure verticale, prenant naissance sous l’encorbellement en béton, de 0,3 mm d’ouverture

Pile 2 côté amont et aval : une fissure verticale de 0,4 mm à 1 mm d’ouverture

4) Appuis

septembre 200519


Mur amont : - fissure verticale biaise d’ouverture variable de 0,5 à 1 mm- le témoin posé en 1975 est cassé

Mur aval : - 3 fissures de 0,3 mm sur le parapet- une fissure verticale d’ouverture variable de 0,6 à 3 mm- absence de deux éléments en pied- seules quelques barbacanes semblent fonctionner

5) Soutènement

septembre 200520

III. Inspection détaillée de Décembre 1987 :6) Équipements et infrastructures

les corniches, garde-corps, trottoirs etc... sont en relativement bon état

les enrobé en bon état présentent cependant une amorce de fissuration transversaleaux abouts de l’ouvrage et au droit des appuis

le rapport du Laboratoire mentionne sur l’accès rive gauche un « fluage et orniérage »côté aval

les gargouilles en nombre de 5 ne sont plus équipées de grille

septembre 200521

Tous les désordres relevés en 1987 concernant les douelles des 3 travées figurentdans le rapport de 1994

On constate une légère évolution de ces désordres principalement sur la travée n°1

1) Douelles

IV. Inspection détaillée de Juillet 1994 :Cette Inspection détaillée a été menée par le L.R.P.C. d’Aix

septembre 200522

IV. Inspection détaillée de Juillet 1994 :2) Élargissements B.A. en encorbellement

fissures transversales avec efflorescences et quelques stalactites actives

arrivées d’eau par la reprise de bétonnage au droit des piles P2 et P3

les encorbellements comportent des éclatements de béton sur fers et corrodés, aux jonctions moellons et béton

septembre 200523

IV. Inspection détaillée de Juillet 1994 :6) Équipements et superstructures

Fissures et disjointoiement des parementsAu droit de P2- côté amont

Disjointoiements entre les moellons et les pierres de la chaîne d’angle

septembre 200524

VI. Recalcul de l’ouvrage :

1) Épaisseurs des voûtes à la clef déduites des sondages

Épaisseurs des voûtes

Ce recalcul de l’ouvrage a été réalisé par la DOA du CETE en 1997

septembre 200525


2) Épaisseurs des élargissements déduites des calculs

Résultats des épaisseurs des élargissements calculées selon différentes méthodes

On constate que pour les élargissements de 1865, les épaisseurs à la clef définies d’après les sondages semblent correctes vis-à-vis d’un dimensionnement suivant les règles de calcul de PERRONET de 1777 soit 0,95 m par sondage pour 0,85 m par calcul.

date des règlements 1777 1870 1885 1913

septembre 200526


3) Voûtes anciennes

Analyse des rapports des portées

Les voûtes 2 et 3 sont supposées identiques. Or les sondages mettent en évidence des épaisseurs différentes. Il n’y a pas à priori de raison qui explique que les constructeurs de l’époque aient réalisés deux voûtes de même portée avec des épaisseurs différentes

Avant le XVIII ème siècle, l’usage semble avoir été de donner à la clef une épaisseur qui selon certains auteurs étaient égale à 1/15ème de la portée et selon d’autres de 1/12ème de portée.

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3) Voûtes anciennes

Calcul des épaisseurs de voûtes par les règles de GAUTHEY

Il semble évident que l’épaisseur de 1,70 m donnée par le sondage SC 4 n’est pas représentative de l’épaisseur de la maçonnerie

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4) Synthèse des épaisseurs

Élargissements:L’analyse précédente montre que les épaisseurs déduites des sondages pouvaient être

conservées. D’après les sondages, les épaisseurs à la clef des deux élargissements en maçonnerie sont de 0,93 m pour la voûte n°6 et 0,94 m pour la voûte n°5

Voûtes anciennes:L’analyse précédente montre que les épaisseurs déduites des sondages semble être

irréalistes pour la voûte n°2. Les plans de 1871 semblent indiquer une épaisseur de voûte correspondant à l’épaisseur du bandeau. Cependant, il n’est pas évident que ces plans présentent l’épaisseur réelle des anciennes voûtes. Il s’agirait plutôt d’une indication concernant la structure à élargir. Les dimensions retenues sont:

- 0,60 m pour la voûte n°1- 0,70 m pour la voûte n°2 et 3

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VI. Recalcul de l’ouvrage :5) Matériaux

Les essais sur carottes réalisés en 1995 et 1996 indiquent des valeurs à la compression simple allant de 7 à 10 Mpa et de 21 à 33 Mpa pour les essais réalisés sur la molasse

Concernant le calcaire gris des voûtes principales plus anciennes, la résistance à la compression simple varie de 115 à 195 Mpa

Suivant les valeurs de résistance caractéristique à la compression simple des pierres données par le laboratoire, on peut considérer que la résistance moyenne à la compression simple est de :

• supérieure à 100 MPa pour les voûtes anciennes• d’environ 15 Mpa pour les élargissements

Si l’on considère des classes de mortier joint M3 pour les voûtes anciennes et M2 pour les élargissements, nous préconisons d’adopter pour le complexe Pierre+mortier:

• 12 Mpa pour les voûtes anciennes• 5 MPa pour les élargissements

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6) Cas de charges étudiés

Pour les voûtes principales : • poids propre: voûte+remblai+

poutres+chaussée• poids propre + A(l) cas 1• poids propre + A(l) cas 2• poids propre + Bc cas 1• poids propre + Bc cas 2• poids propre + Bc cas 3• poids propre + Bt cas 1• poids propre + Bt cas 2• poids propre + Mc 120 cas 1• poids propre + Mc 120 cas 2

Pour les élargissements : • poids propre: voûte+remblai+poutres+ chaussée+trottoirs+piétons• poids propre + Br cas 1• poids propre + Br cas 2• poids propre + Bc cas 1• poids propre + Bc cas 2

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VI. Recalcul de l’ouvrage :a) Cas de charge de poids propre

Pour les voûtes principales, le cas de charge de poids propre prend en compte pour chaque voûte:

• le poids propre de la voûte: 2,4 T/m 3• le poids propre des remblais intégrant le poids propre de la chaussée et des poutres: 2,25 T/m3 pour les voûtes 2 et 3 qui ont été injectées et 2,05 T/m3 pour la voûte 1 qui n’a jamais été injectée

Le cas de charge de poids propre prend en compte pour chacune des deux voûtes d’élargissement:

• le poids propre de la voûte: 2,4 T/m3

• le poids propre des remblais injectés: 2,25 T/m3

• le poids propre de la dalle en encorbellement: 2,5 T/m3

• le poids propre de la chaussée: 2,2 T/m3

• le poids du garde-corps S8: 25 Kg/ml• les charges de trottoirs: 2,5 T/m3

• les surcharges de trottoir: 150 Kg/m²

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b) Cas de charge n°1 de A(l)

Les coefficients a1 et a2 sont égaux à 1. La longueur l correspond à la longueur chargée. Elle varie pour chaque voûte. La valeur de A(l) en Kg/m² est donnée par la formule suivante:

A(l)= 230 + 3600 / (l+12)Le cas de charge n°1 étudié pour les trois voûtes principales correspond à un

chargement uniforme de toute la voûte suivant son ouverture

c) Cas de charge n°2 de A(l)

Ce cas, étudié pour les trois voûtes correspond à un chargement de toute la demi voûte de droite

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VI. Recalcul de l’ouvrage :d) Cas de charges n°1 de Bc

On considère, pour ce chargement, les essieux arrières comme étant symétriques par rapport à la clef de l’ouvrage (effet en clef de voûte).

Pour les élargissements, les 2 cas de Bc ne prennent en compte qu’une demi file de camions (deux files de camions pour les voûtes principales). Ceci est fonction des largeurs de chaque voûte.

Principe de positionnement du convoi Bc dans le cas n°1

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VI. Recalcul de l’ouvrage :e) Cas de charges n°2 de Bc

On considère, pour ce chargement, les deux files de deux camions de manière à ce que le convoi puisse avoir un impact sur toute la voûte suivant sin ouverture. Ce cas n’a pu être envisagé que pour la voûte n°1 qui possède la plus grande ouverture des trois voûtes principales

Pour les élargissements, ce cas correspond à un positionnement suivant le principe du cas n°3

Principe de positionnement du convoi Bc dans le cas n°2 pour la voûte n°1

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VI. Recalcul de l’ouvrage :f) Cas de charges n°3 de Bc

On étudie l’effet aux reins

Ce cas est couvert par le cas 1 de Mc 120 pour les voûtes n° 2 et 3. En effet, la longueur d’impact de l’essieu arrière Bc est supérieure à l’ouverture d’une demi voûte pour les voûtes n° 2 et 3.

Principe de positionnement du convoi Bc dans le cas n°3

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g) Cas de charge n°1 de Bt

Le chargement Bt n’a été étudié que pour les voûtes principales. Nous avons pris en compte un seul tandem du système Bt. Ce cas correspond à un positionnement d’un seul tandem dans le même esprit que le cas n°3 du chargement Bc

Ce cas est également couvert par le cas 1 de Mc 120 pour les voûtes n°2 et 3 pour les mêmes raisons que celles présentées ci-dessus

h) Cas de charge n°2 de BtCe cas correspond à un positionnement symétrique par rapport à la clef de la voûte

i) Cas de charge n°1 de Mc120Le char a été positionné dans l’axe de la chaussée et l’impact des deux chenilles de 55t

a été considéré comme diffusé suivant la largeur de chaque voûte

Ce cas n°1 correspond à un positionnement du char afin d’avoir un effet maximal dissymétrique aux reins

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j) Cas de charge n°2 de Mc 120

Ce cas correspond à un chargement positionné symétriquement par rapport à la clef de voûte

k) Cas de charge n°1 de Br

Le chargement Br n’a été étudié que pour les élargissements. Seul l’impact de la roue de 10 tonnes a été étudié

Ce cas correspond à un chargement positionné symétriquement par rapport à la clef

l) Cas de charge n°2 de Br

Ce cas correspond à un positionnement de la roue Br afin d’avoir un effet dissymétrique aux reins (chargement symétrique par rapport à l’axe de la demi voûte de droite)

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VI. Recalcul de l’ouvrage :7) Synthèse des coefficients de rupture

les tableaux présentent les résultats tels qu’ils ressortent des calculs menés par le CETE suivant l’ensemble des hypothèses et cas de charges prises lors du recalcul :

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7) Synthèse des coefficients de rupture

Les cas de charge Mc 120 sont relativement défavorables car les efforts dus aux deux chenilles se répartissent transversalement sur la largeur totale de l’ouvrage (élargissement compris) et non sur la largeur des voûtes principales uniquement tel qu’il a été étudié.

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VI. Recalcul de l’ouvrage :8) Conclusions générales de l’étude

L’étude a pour objet la vérification par le calcul de la portance des voûtes principales et des voûtes d’élargissement du pont sur le Buech à Sisteron.

Cette vérification a été réalisée par le CETE, à l’aide du programme « VOUTE » du SETRA sur la base:

- de la géométrie des voûtes levée par le géomètre- d’une épaisseur de douelle constante pour toutes les voûtes définie comme étant le minimum entre les résultats des sondages et les épaisseurs calculées suivant les formules de différents ingénieurs de l’époque- des résistances à la compression simple des maçonneries mesurées sur des échantillons prélevés sur l’ouvrage ( voûtes principales et élargissements)

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Les résultats obtenus ne sont que très approximatifs en raison:- de la méconnaissance de la géométrie réelle des douelles (prise d’épaisseur constante, à défaut d’indication sur les épaisseurs des reins)- des injections des matériaux de remplissage qui modifient le comportement de la voûte - de la géométrie probable des murs tympans qui limitent certainement la douelle aux zones de la clef, compte tenu de la faible largeur des voûtes comparée à la grande hauteur de ces murs (la largeur de base des murs tympans augmentant de la clé vers les appuis)

Compte tenu de ces remarques et bien que certaines valeurs du coefficient de rupture soient inférieurs à 3, les voûtes ne posent pas, selon l’étude menée par le CETE, de problèmes de portance.

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La pathologie la plus importante, relevée sur les murs tympans et sur les piles est, selon le CETE, la conséquence d’une étanchéité défectueuse voire inexistante et d’un mauvais fonctionnement des gargouilles qui débouchent à l’aplomb des zones dégradées.

Les problèmes d’éclatement de moellons sur certains bandeaux sont, selon le CETE, la conséquence d’un phénomène de gel-dégel plutôt que celui d’un excès de compression.

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Les mesures conservatoires à prendre sur cet ouvrage doivent donc consister :

- à reprendre l’étanchéité générale de l’ouvrage- à revoir le fonctionnement des gargouilles- à mettre en place un drainage des maçonneries (barbacanes) sur piles- à recréer le monolithisme des maçonneries dans les zones endommagées

Ces travaux doivent impérativement être précédés, afin de statuer sur la technique d’étanchéité à mettre en œuvre:

- de sondages (manuels) permettant de situer la position et la profondeur d’extrados des poutres transversales en béton armé pour les trois voûtes principales et de reconnaître la qualité des matériaux de remblais (remplissage)- d’un sondages (manuel) à la clef de voûte principale rive gauche un peu plus profond afin de confirmer la présence de la contre voûte (par-dessus) en béton armé mentionnée sur les plans d’époque et non reconnue dans les sondages

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Les sondages devront être complétés par un carottage destiné à reconnaître le niveau et la qualité réelle des matériaux de la fondation de la culée rive gauche.

L’ouvrage sera à placer sous surveillance périodique après remise en état afin de suivre, d’une part, l’évolution de l’état de corrosion des tirants d’enserrement et , d’autre part, celle de la pathologie décrite dans la dernière inspection détaillée.

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VII. Avant Projet de Réparation d’Ouvrage d’Art:

1) Travaux prévus dans le cadre de l’APROA

mise en place d’une étanchéité générale sur ouvrage après exécution d’une dalle de couverture réalisant la liaison transversale des dalles contrepoids actuellement en place en rives d’ouvrage

la réfection du drainage de la chaussée par la mise en œuvre de gargouilles et de descentes d’eau en clé de voûtes

la reprise générale de la chaussée sur ouvrage et sur accès

la reprise générale des trottoirs avec mise en œuvre d’une étanchéité intérieure, d’un drainage, de joints de trottoirs, et la réalisation de regards d’extrémités

le rejointoiement des pierres de parement des murs tympans après préparation de surface et enlèvement des anciens scellements des consoles support de réseaux abandonnés, ainsi que des chaînages d’angles des culées

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Élévation réalisée pour de l’APROA

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Élévation réalisée pour de l’APROA

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la mise en place de barbacanes Ø 80 mm dans les murs tympans et les murs en retour des culées

la réalisation, sous l’eau, d’une peau de protection en béton armé reliée à la maçonnerie de soubassement des culées par l’intermédiaire de connecteurs inoxet la mise en état du couronnement du mur de protection amont de la culée RD

le changement des parties de garde corps endommagées et la remise en peinture générale des garde corps, après préparation de surface

la mise en place d’une plate-forme en rivière et le traitement, par injection, des sols de fondation de la culée rive gauche

la remontée des avant becs et arrière becs des piles


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Malgré les possibilités offertes par l’autoroute A51, qui pourra absorber une partie de l’important trafic de la RN85, le pont de Buech ne peut pas être complètement fermé à la circulation. Pendant la durée des travaux, il ne sera conservé qu’une voie de circulation, en alternat. Les travaux sur chaussée et trottoirs seront phaséstransversalement. La couche de finition de chaussée « BBTM de 4 cm » sera réalisée en pleine largeur en dernière phase.

Les travaux de remise en état des murs tympans peuvent être réalisés à l’aide d’échafaudages suspendus aux encorbellements. Ils imposeront, pour des raisons de sécurité, la neutralisation de la circulation sur une bande dont la largeur reste à définir


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Schéma de principe des avant et arrière-becs

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Les autres travaux à réaliser sur culées, totalement indépendant de la circulation, peuvent être conduits en parallèle aux travaux d’étanchéité de surface

Suite à la nouvelle consultation des concessionnaires effectuée par la DDE en raison de l’encorbellement des trottoirs, le nombre de fourreaux pour réseaux dans le trottoir aval a été réduit à 9 Ø 80 mm + 9 Ø 45 mm


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2) Estimation des travaux au 17 Décembre 1999

Le montant prévisionnel arrondi des travaux s’élève à 3 800 000 F T.T.C.

Ce montant se décompose par grands postes de la manière suivante (en Francs H.T.):• installation de chantier, étude : 341 250• dalle supérieure, étanchéité, drainage de la chaussée: 913 350• reprise des maçonneries des murs tympans: 274 800• reprise des maçonneries des culées: 222 500• remontée des avants becs de piles: 462 000• traitement par injection de la fondation de la culée RG: 684 500

Total: 2 898 400 Francs H.T.(soit 441 860 € H.T.)

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VIII. Établissement du D.C.E. :

8) Synthèse des contraintesContraintes hydrauliques: lâchers journalier d’EDF

Contraintes des concessionnaires: tous les réseaux seront intégrés aux trottoirs

Contraintes architecturales: travaux soumis à l’Architecte des bâtiments de France

Contraintes exploitations: la circulation ne sera pas arrêtée durant les travaux

Contraintes environnementales: préservation du cours d’eau

9) Estimation au niveau du DCE1er tour (fin 2004): 581 845 € H.T. (plus 24% par rapport à l’APROA)

appel d’offre infructueux (offre la moins disante de 784 079 € H.T. soit plus 35% par rapport à l’estimation du DCE)

2ème tour (début 2005), procédure négociée: - estimation tranche ferme: 678 425 € H.T.- estimation tranche cond.: 183 700 € H.T.

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X. Démarrage du chantier - Maîtrise d’œuvre travaux :

Documents

Réparation ponts.pdf