FR 2708968 A1 19950217 FR 9309808 A 19930810 La présente invention concerne un procédé de blindage pour puits utilisant une série étagée de cadres horizontaux, carrés ou rectangulaires, formant ensemble une armature adaptée à bloquer des planches de blindage contre les parois d'un puits, ainsi qu'une structure pour la mise en oeuvre de ce procédé. Dans la technique actuelle, les cadres, dépourvus de liaison matérielle au niveau de leurs angles, sont constitués chacun de pièces cylindriques de bois, appelées boulins, et ils reposent sur des boulins porteurs, verticaux, de hauteur variable, les boulins des cadres et les boulins porteurs étant assemblés à "gueule de loup". Le moisage des cadres reliés aux porteurs est constitué de planches clouées. Des planches de blindage non jointives et dont les extrémités se chevauchent au niveau des cadres assurent la retenue des terres, des coins en bois étant insérés entre chaque cadre et les planches dans leur zone de chevauchement. La stabilité de la structure obtenue selon cette technique connue n'est assurée que par le seul effet de la compression exercée par le terrain sur le blindage, avec un risque pour la sécurité du personnel en cas de décompression du terrain derrière le blindage. En outre, l'utilisation de cadres en bois ne permet pas d'élaborer une armature à partir de calculs de résistance précis et fiables et il s'ensuit qu un savoir-faire important est nécessaire à l'obtention du résultat attendu. Enfin, une faible partie seulement des boulins employés est réutilisable puisqu'environ 70 % sont à réformer après un unique emploi. La présente invention a pour but de remédier à ces divers inconvénients en proposant un procédé et une structure qui assurent au personnel d'exécution une plus grande sécurité, qui permettent une réalisation de blindage plus rapide et moins contraignante que celle de la technique connue et qui autorisent un réemploi de la quasi totalité des éléments constitutifs de la structure. Ces buts sont atteints en ce sens que le procédé selon l'invention consiste à réaliser chaque cadre à partir de quatre profilés métalliques reliés physiquement entre eux au niveau des angles du cadre, lesdits cadres étant, d'un étage à l'autre, entretoisés par des porteurs et interconnectés par des tiges de suspente. Dans une forme d'exécution préférée, les profilés ont une section en H et, à chaque angle, les profilés s'intersectant reposent âme sur âme. Naturellement, pour permettre un tel appui, les ailes des profilés présentent une découpe appropriée au niveau des angles du cadre. La liaison physique entre les profilés, au niveau des angles du cadre, est avantageusement réalisée par clavetage. Les porteurs peuvent être des boulins d'un diamètre légèrement inférieur à la largeur de l'âme des profilés de sorte que les extrémités opposées desdits boulins peuvent venir se loger respectivement entre les ailes d'un profilé d'un cadre supérieur et celles d'un profilé d'un cadre inférieur. Les tiges de suspente sont filetées au moins à leurs extrémités et les extrémités opposées de chaque tige traversent l'âme de deux profilés alignés, appartenant à deux cadres superposés, chacune desdites extrémités étant immobilisée en place par vissage dans un écrou venant se bloquer contre l'âme du profilé traversé. Pour que la structure résultante offre la résistance voulue, il faut que la contrainte de flexion composée Si sigma 1 et la contrainte de cisaillement sigma t des profilés constitutifs des cadres soient inférieures ou, à la limite, égales à la contrainte limite d'élasticité Si sigma e de l'acier constitutif des profilés. I - La contrainte de flexion composée sigma 1 est fonction (équation I ci-après) de: 1. Nu, l'effort normal pondéré 2. S, la section du profilé 3. kl, le coefficient d'amplification des contraintes de compression 4. Mu, le moment fléchissant pondéré maximum en milieu de travée 5. Ix/Vx, le module d'inertie par rapport à l'axe x' x du profilé (figure 5) 6. kf, le coefficient d'amplification des contraintes de flexion, et 7. thêta, le coefficient d'adaptation plastique du profilé (selon règles CM66 art. 13.212) sigma 1 = Nu/S*kl + Mu/(Ix/Vx)*kf/thêta Equation 1 Les paramètres S, Ix/Vx et thêta dépendent du profilé et sont donnés, d'une manière connue en soi, dans les tableaux de produits sidérurgiques. Les paramètres Nu (Equation 2), kl (Equation 3), Mu (Equation 4) et kf (Equation 5) desquels dépend également sigma l sont eux-mêmes fonction d'autres paramètres, comme suit Nu = pu * 1'/2 * 2 Equation 2 ou - pu est le chargement majoré, fonction (Equation 6) des charges permanentes g et des charges variables d'exploitation q, - 1' est la portée du profilé perpendiculaire. kl = (Rfla-S la -1,3) Equation 3 ou Sfla est le coefficient d'éloignement de l'état critique en flambement, fonction (Equation 11) de la contrainte critique d'Euler sigma kola, de l'effort normal pondéré Nu (Equation 2) et de la section S du profilé. Mu = pu * 12 /8 Equation 4 où pu est tel que défini plus haut et par l'équation 6 ci-après et l est la portée de calcul du profilé. kf = (pfle +0,03)/(yfle -1,3) Equation 5 où fle est le coefficient d'éloignement de l'état critique en flexion défini par l'équation 15. Comme indiqué précédemment, pu, le chargement majoré, est fonction (Equation 6) des charges permanentes g (équation 7) et des charges variables d'exploitation q (Equation 8) pu = 4/3 * g + 3/2 * q Equation 6 Les charges permanentes g dépendent, quant à elles, (Equation 7) du coefficient de poussée des terres Ka (Equation 9), de la masse volumique de la terre saturée en eau gam, de la hauteur de terre h au-dessous du cadre considéré et de la largeur d de la bande de terre affectée par ledit cadre (Equation 10) g = Ka * cram * h * d Equation 7 De leur côté, les charges variables d'exploitation q dépendent (Equation 8) du coefficient de poussée des terres Ka (Equation 9), de la charge variable d'exploitation en surface q' et de la largeur d de la bande de terre affectée par le cadre considéré (Equation 10) q = Ka * q' * d Equation 8 Le coefficient de poussée des terres Ka pris en compte dans ces équations 7 et 8 est fonction, quant à lui, de l'angle phi de frottement interne du terrain Ka = tg2 (45" - phi/2) Equation 9 le valeur de phi étant fournie par le bureau d'études des sols, après forage. De son côté, la largeur d de la bande de terre affectée par un cadre donné est calculée comme suit d = [n(i+l) - n(i-l)l/2 Equation 10 où n(i+l) est le niveau de positionnement (la profondeur) du cadre situé immédiatement au-dessus du cadre considéré, n(i-1) est le niveau de positionnement du cadre situé immédiatement au-dessous du cadre considéré, n(i), qui n'entre pas dans le calcul, étant le niveau de positionnement du cadre considéré. Comme indiqué plus haut, fla le coefficient d'éloignement de l'état critique en flambement, est fonction de la contrainte critique d'Euler sigma kfla en flambement, de l'effort normal pondéré Nu (Equation 2) et de la section S du profilé, comme suit Rfla = sigma kfla /(Nu/S) Equation 11 où sigma kfla est fonction (équation 12) de l'élancement en flambement lambdafla (équation 13) et du module d'élasticité longitudinal E de l'acier constitutif du profilé, comme suit sigma kfla = pi2 * E/lambdafla2 Equation 12 lambdafla dépend à son tour (équation 13) de la longueur de flambement 1k (qui est égale à la portée de calcul L du profilé considéré) et du rayon de giration minimum i mini (équation 14) par rapport à l'axe y'y du profilé (figure 5) comme suit lambdafla = lk/i mini Equation 13 avec i mini = iy = (Iy/S)1/2 Equation 14 où iy est le rayon de giration par rapport à l'axe y'y du profilé, Iy est le moment d'inertie par rapport à ce même axe et S est la section dudit profilé. pile, le coefficient d'éloignement de l'état critique en flexion utilisé dans l'équation 5, fonction de la contrainte critique d'Euler sigma kfle en flexion, de l'effort normal pondéré Nu (Equation 2) et de la section S du profilé, comme suit mufle = sigma kfle /(Nu/S) Equation 15 où sigma kfle est fonction (équation 16) de l'élancement en flexion lambdafle (équation 17) et du module d'élasticité longitudinal E de l'acier constitutif du profilé, comme suit sigma kfle pi * E/lambdafle2 Equation 16 lambdafle dépend à son tour (équation 17) de la longueur de flambement 1k et du rayon de giration ix (équation 18) par rapport à l'axe x'x du profilé comme suit lambdafle = 1k * ix Equation 17 avec ix = (Ix/S)1/2 Equation 18 où Ix est le moment d'inertie par rapport à l'axe x'x du profilé et S est la section dudit profilé. II - La contrainte de cisaillement composée sigma t est, quant à elle, fonction (équation 19) de: 1. Tu, l'effort tranchant maximal (sur appui) normal pondéré 2. Sa, la section de l'âme du profilé. sigma t = Tu * 1,54/Sa Equation 19 L'effort tranchant maximal Tu dépend (équation 20) du chargement majoré pu (équation 6) comme suit Tu = pu * 1/2 Equation 20 Il ressort de ces équations que, pour satisfaire à une situation pratique donnée, la structure réalisée selon l'invention doit tenir compte - des caractéristiques du terrain (masse volumique de la terre saturée en eau, angle de frottement interne du terrain), - des caractéristiques du puits (section, profondeur), et - de la charge variable d'exploitation en surface. Elle en tient compte en combinant convenablement - les caractéristiques des profilés (nature de l'acier, section du profilé, section de l'âme du profilé, largeur et longueur du profilé), et - l'écartement des cadres. Des calculs appropriés ont montré qu'en choisissant convenablement l'écartement entre cadres (d'environ 1,60 m à environ 1,00 m, selon la profondeur du puits) et la section des profilés (d'environ 30 mm2 à environ 55 mm2, avec une section d'âme d'environ 7 mm2 à environ 13 mm2 ), on obtient un résultat satisfaisant en utilisant des profilés dont la longueur soit comprise approximativement entre 2,00 m et 2,50 m en acier de nuance E24, dont le module d'élasticité E est de 21000 daN/mm2 et dont la contrainte limite d'élasticité sigma e est de 24 daN/mm2. Ces résultats supposent que la masse volumique de la terre saturée soit comprise entre 1900 et 2200 EdaN/m3, que l'angle de frottement interne du terrain soit compris entre 25 et 35 et que la charge variable d'exploitation en surface soit de 1000 KdaN/m3. Des exemples plus précis et non limitatifs seront rapportés ci-après par référence aux dessins annexés dans lesquels - la figure 1 représente, en coupe verticale, un puits blindé selon l'invention, - la figure 2 est une vue de dessus du cadre supérieur du puits de la figure 1, - la figure 3 est une vue de dessus d'un cadre du puits de la figure 1, autre que le cadre supérieur, - la figure 4 est une vue de détail en coupe verticale illustrant le clavetage des profilés au niveau, par exemple, de l'angle supérieur gauche du cadre de la figure 2, et - la figure 5 indique les axes de symétrie auxquels il est fait référence dans les explications de calcul ci-dessus. Si l'on se réfère à la figure 1, on voit un puits 1 réalisé dans un terrain 2. Le blindage du puits 1 utilise une structure selon l'invention qui est constituée d'un cadre supérieur 3 affleurant la surface du sol et de cadres inférieurs 4, 5, etc... Les cadres 3 et 4 sont entretoisés par des boulins 6 et 7 et interconnectés par des tiges de suspente filetées 8 et 9. De même, les cadres 4 et 5 sont entretoisés par des boulins 10 et 1l et interconnectés par des tiges de suspente filetées 12 et 13, et ainsi de suite. L'extrémité inférieure de planches de blindage 14 et 15 assurant la retenue du terrain viennent respectivement chevaucher- l'extrémité supérieure de planches de blindage semblables 16 et 17 au niveau du cadre 4, tout comme l'extrémité inférieure des planches 16 et 17 viennent respectivement chevaucher l'extrémité supérieure de planches de blindage 18 et 19 au niveau du cadre 5, et ainsi de suite. Des coins de bois, non représentés, sont introduits à force entre les cadres et les planches de retenue. La structure des cadres et l'arrangement respectif de leurs profilés constitutifs ressort plus clairement des figures 2 et 3. Comme le montrent les figures 2 et 3, dans la forme d'exécution représentée, les cadres sont rectangulaires cependant, ils pourraient tout aussi bien être carrés. Chaque cadre est formé de quatre profilés ayant une section en H (voir figures 4 et 5) dont l'âme est désignée par 20, s'agissant des profilés 22 et 23, et par 20', s'agissant des profilés 24 et 25, et dont les ailes sont désignées par 21a et 21b, s'agissant des profilés 22 et 23, et par 21a' et 2lob', s'agissant des profilés 24 et 25. Si l'on examine plus spécifiquement la figure 2, on voit qu'une découpe a été pratiquée dans les extrémités des ailes 21a et 2lb des profilés 22 et 23, qui forment les petits côtés du cadre 3 et qu'une découpe semblable a été pratiquée à une certaine distance des extrémités des ailes 21a' et 21b' des profilés 24 et 25 formant les grands côtés du cadre 3, grâce à quoi, au niveau de ces découpes, l'âme 20' de ces profilés 24 et 25 peut reposer sur l'âme 20 des profilés 22 et 23. Au-delà des découpes, donc des angles 26 du cadre 3, les profilés 24 et 25 se prolongent selon 27, ces projections ayant pour rôle d'assurer un meilleur appui de la structure dans le sol. A ces projections 27 près, les autres cadres, tels que le cadre 4 représenté à la figure 3, sont identiques au cadre 3 et l'on ne décrira donc pas spécifiquement cette figure 3 où l'on a utilisé les mêmes références qu'à la figure 2. Comme il ressort encore de cette figure 2, au niveau des angles 26 du cadre, les âmes 20 et 20' des profilés présentent un perçage 28 adapté (voir figure 4) à recevoir une clavette 29 ou axe de liaison. La clavette 29 comporte, elle-même un passage 30 adapté à recevoir une goupille de verrouillage 31. Les profilés 24 et 25 comportent en outre, chacun, deux paires de perçages 32 et 33. Les perçages 33 ne servent pas dans le cadre 3, ils existent simplement du fait de la standardisation de l'opération de perçage, que le profilé soit destiné à appartenir à un cadre supérieur ou à un autre cadre. Les perçages 32 du cadre 3 servent à la mise en place des tiges de suspente 8 et 9 (figure 1) qui traversent les perçages correspondants du cadre 4. Les perçages 33 du cadre 4 servent à la mise en place des tiges de suspente 12 et 13 qui traversent les perçages correspondants du cadre 5, et ainsi de suite. Des écrous papillons 34 immobilisent les tiges de suspente 8,9,12,13 en place en venant se bloquer contre les âmes 20' des profilés 24,25. La figure 2 montre encore que les extrémités des boulins 6,7 viennent se loger entre les ailes des profilés 22 et 23 de sorte que l'âme 20 des profilés 22,23 du cadre 3 prend appui sur l'extrémité supérieure des boulins 6,7 dont l'extrémité inférieure repose sur l'âme 20 des profilés 22,23 du cadre 4, et ainsi de suite. Dans les exemples suivants, on considérera que la masse volumique de la terre saturée est en moyenne de 2050 KdaN/m3 et que la charge variable d'exploitation en surface est de 1000 KdaN/m2. Les calculs effectués ont montré qu'il convenait d'observer un espacement entre cadres de 1,60 m sur la partie du puits qui n' excède pas une profondeur de 6,40 m (niveau - 6,40 m) et un espacement de 1 mètre au-delà, les calculs ayant pris en compte une profondeur maximale de 9,40 m (niveau - 9,40 m). On aura donc des cadres étagés aux niveaux 0,00 m, - 1,60 m, - 3,20 m, - 4,80 m, - 6,40 m, - 7,40 m, - 8,40 et - 9,40 m. Les cadres dont les caractéristiques de résistance sont à vérifier sont le cadre situé au niveau - 4,80 m si le terrain a un angle de frottement interne de 25ç. Pour les terrains ayant un angle de frottement interne de 30 ou 35 , il suffit de vérifier le cadre le plus sollicité, puisque les cadres sont homogènes, c'est-à-dire le cadre situé au niveau - 6,40 m. Selon le cas, on utilisera l'un des profilés, ci-après dont les caractéristiques sont également précisées Profilé Section Section d/âme Ix 4 Iy 4 Ix/Vx S en cm SA en cm en cm en cm en cm3 HEB 160 54,30 12,80 2492,00 889,00 311,00 HEB 140 43,00 9,80 1509,00 550,00 216,00 HEA 160 38,80 9,12 1673,00 616,00 220,00 HEA 140 31,40 7,31 1033,00 389,00 155,00 Les profilés étaient tous en acier nuance E24 qui a comme on l'a vu plus haut, une contrainte limite d'élasticité sigma e de 24 daN/mm2. Les équations indiquées plus haut permettent de calculer sigma 1 et sigma t et de vérifier que ces coefficients sont bien inférieurs ou, à la limite, égaux à sigma e. Cadres 2,50 m * 2,00 m phi n(i) 1* Profilé sigma 12 sigma en en m en m en daN/mm en daN/mm2 25 - 4,80 2,34 HEB 160 23,69 13,37 1,86 HEB 140 23,94 13,88 30 - 6,40 2,34 HEB 160 20,31 11,58 1,86 HEB 140 20,72 12,02 35 - 6,40 2,34 HEB 160 23,55 13,22 1,86 HEB 140 23,57 13,11 * la portée de calcul 1 de 2,34 m correspond à un profilé de 2,50 m de long et celle de 1,86 m correspond à un profilé de 2,00 m de long. Comme indiqué plus haut, les cadres pourraient être carrés au lieu d'être rectangulaires et ce cas est illustré ci-dessous Cadres 2,00 m * 2,00 m phi n(i) 1* Profilé sigma 12 en en m en m en daN/mm en daN/inin2 25 - 4,80 1,86 HEB 140 23,81 13,88 30 - 6,40 1,86 HEB 140 19,59 12,02 35 - 6,40 1,86 HEB 140 22,31 13,11 * la portée de calcul 1 de 1,86 m correspond à un profilé de 2,00 m de long. Il convient également de choisir convenablement les caractéristiques des clavettes 29 et des tiges de suspente 8,9,12,13. En ce qui concerne les clavettes, en partant de l'hypothèse que l'on utilise comme métal du Fe24 ayant une contrainte limite d' élasticité sigma e de 24 daN/mm2, le calcul de détermination du diamètre voulu pour les clavettes est le suivant Le cadre subissant la plus grande sollicitation dans son angle 26 est celui de 2,50 m * 2,00 m, pour un angle phi de frottement interne de 25 . L'effort normal pondéré Nu, ramené par chaque profilé, est donné par l'équation 2. L'effort Nu' restant à reprendre par la clavette, pour chaque profilé, est donné par l'équation 20 Nu' = Nu - F Equation 20 où F est l'effort repris par la surface sam/ai d'appui de l'âme du profilé considéré sur les ailes de l'autre profilé selon l'équation 21 F = sam/ai * sigma e Equation 21 où sam/ai = e a i * lam * 2 Equation 22 où e ai est l'épaisseur cumulée des deux ailes du profilé support et lam est la largeur de l'âme du profilé supporté. On obtient ainsi une valeur Nu'l pour le profilé HEB 140 en appui sur HEB 160 et une valeur Nu'2 pour le profilé HEB 160 en appui sur HEB 140. Ces efforts Nu'l et Nu'2 sont perpendiculaires et leur résultante, Nu'3, est donnée par l'équation 23 Nu'3 = (Nu'l + Nu'2)1/2 Equation 23 La section Sc voulue pour la clavette 29 est donnée par l'équation 24 Sc = Nu'3 * 1,54 / sigma e Equation 24 d'où l'on tire le diamètre selon l'équation 25 = = (Sc * 4/pi)1/2 Equation 25 En remplaçant les paramètres par leurs valeurs, le calcul donne un diamètre de 27 mm. On optera donc pour une clavette ayant un diamètre de 30 mm. Enfin, pour ce qui est des tiges de suspente assurant la reprise des efforts verticaux dus aux cadres, et en partant toujours de l'hypothèse que l'on utilisera un métal ayant une contrainte limite d'élasticité de 24 daN/mm2, le calcul du diamètre desdites tiges s'effectue somme suit Le cas subissant la plus forte sollicitation est celui d'une armature constituée de cadres de 2,50 m * 2,00 m, les profilés de 2,50 m étant en HEB 160 et celles de 2,00 m en HEB 140. La totalité du chargement CH est représentée par la somme du chargement chl dû à l'ensemble des profilés HEB 160, à celui ch2 dû à l'ensemble des profilés HEB 140 et à celui ch3 dû à l'ensemble des boulins. Le chargement ch(l ou 2) dû à un ensemble de profilés d'un type donné est obtenu par l'équation 26 ch = pml * L * nP * nc Equation 26 où pml est le poids au mètre linéaire du profilé considéré, L est la longueur totale du profilé considéré, nP est le nombre de profilés du type considéré par cadre, et n c est le nombre de cadres dans le puits moins un (le cadre non pris en compte étant le cadre supérieur qui supporte les autres cadres, mais s'auto-supporte) Le chargement ch3 dû à l'ensemble des boulins est donné par l'équation 27 ch3 = pmc * pi * b 2/4 * H * nb Equation 27 où pmc est le poids au mètre cube des boulins, est le diamètre des boulins, H est la hauteur cumulée d'une "colonne" de boulins, ce qui correspond à la profondeur du puits, et n b est le nombre de "colonnes" de boulins. L'effort normal pondéré subi par chaque tige de suspente est donné par l'équation 28 Nu = 4/3 * CH /nt Equation 28 où CH est tel que défini plus haut et nt est le nombre de tiges de suspente entre deux cadres superposés. La section St nécessaire pour les tiges de suspente est donnée par l'équation 29 St = Nu/sigma e Equation 29 d'où l'on tire, comme précédemment (équation 25), le diamètre correspondant. En utilisant des boulins d'un diamètre de 100 mm et d'une tonne/m3, et en considérant le cas d'un puits de 9,40 m de profondeur, après remplacement des paramètres par leur valeur et calcul, on aboutit à un diamètre de 6,9 mm. Pour faciliter la mise en oeuvre et pour que les tiges aient une meilleure rigidité, on utilisera en pratique des tiges de 15 mm de diamètre. On comprend de la description qui précède que l'invention apporte une technique fiable et reproductible de réalisation de blindage pour puits, mettant en oeuvre des composants métalliques dont environ 95 % sont réutilisables. En outre, elle offre l'avantage, en terrains sableux, de permettre le recours à la technique du "coulentage" qui consiste à faire descendre les cadres dans le puits au fur et à mesure du terrassement. Pour ce faire, on dévisse les écrous des tiges de suspente et tape sur les angles. La méthode antérieurement connue ne permet pas d'utiliser une telle technique : elle oblige à prévoir des cadres provisoires et précaires tenus à l'aide d'étais et de planches. REVENDICATIONS 1 - Procédé de blindage pour puits utilisant une série étagée de cadres (3,4,5, etc.) horizontaux, carrés ou rectangulaires, formant ensemble une armature adaptée à bloquer des planches de blindage (14,15,18,19, etc.) contre les parois d'un puits, caractérisé en ce qu'il consiste à réaliser chaque cadre (3,4,5, etc.) à partir de quatre profilés métalliques (22,23,24,25) reliés physiquement (29) entre eux au niveau des angles (26) du cadre, lesdits cadres (3,4,5, etc.) étant, d'un étage à l'autre, entretoisés par des porteurs (6,7) et interconnectés par des tiges de suspente (8,9,12,13). 2 - Procédé selon la revendication 1, caractérisé en ce qu'il consiste à utiliser, comme profilés (22,23,24,25) constitutifs desdits cadres (3,4,5, etc.), des profilés ayant une section en H dont les ailes (21a,21b,21a',21b') présentent, au niveau des angles (26) du cadre, une découpe appropriée à permettre auxdits profilés s'intersectant de reposer âme sur âme (20,20'). 3 - Procédé selon la revendication 1 ou 2, caractérisé en ce que les profilés sont clavetés (29) au niveau des angles (26) desdits cadres (3,4,5, etc.). 4 - Procéde selon la revendication 3, caractérisé en ce qu'il consiste à utiliser des clavettes en Fe 24 ayant un diamètre de l'ordre de 30 mm. 5 - Procédé selon l'une quelconque des revendications 1 à 4, caractérisé en ce qu il consiste à utiliser, comme porteurs, des boulins (6,7) d'un diamètre légèrement inférieur à la largeur de l'âme desdits profilés et à loger les extrémités opposées desdits boulins (6,7) respectivement entre les ailes (21a,21b) d'un profilé (22,23) d'un cadre supérieur et celles (21a,21b) d'un profilé (22,23) d'un cadre inférieur. 6 - Procédé selon l'une quelconque des revendications 1 à 5, caractérisé en ce qu'il consiste à utiliser des tiges de suspente (8,9,12,13) filetées au moins à leurs extrémités et à faire traverser, par les extrémités opposées de chaque tige de suspente (8,9,12,13), l'âme (20') de deux profilés (24 ou 25) alignés, appartenant à deux cadres superposés (3 et 4, ou 4 et 5, etc.) et à immobiliser en place chacune desdites extrémités par vissage dans un écrou (34) venant se bloquer contre l'âme (20') du profilé traversé. 7 - Procédé selon l'une quelconque des revendications 1 à 6, caractérisé en ce qu'il consiste à utiliser des tiges de suspente en Fe 24 ayant un diamètre approximativement compris entre 6,9 mm et 15 mm. 8 - Procédé selon l'une quelconque des revendications 1 à 7, caractérisé en ce qu'il consiste à observer un espacement, entre cadres (3,4,5), de l'ordre de 1,60 m sur la partie du puits qui n excède pas une profondeur de l'ordre de 6,40 m et, le cas échéant, un espacement de l'ordre de 1 mètre au-delà. 9 - Cadre pour la mise en oeuvre du procédé selon l'une quelconque des revendications 1 à 8, caractérisé en ce qu'il est constitué de quatre profilés métalliques (22,23,24,25), formant chacun un côté dudit cadre, lesdits profilés ayant une section en H dont les ailes (2la,2lb,21a',21b') présentent, au niveau des angles (26) du cadre, une découpe appropriée à permettre auxdits profilés s stintersectant de reposer âme sur âme (20,20'), et lesdits profilés étant reliés physiquement (29) entre eux au niveau des angles (26) du cadre. 10 - Cadre selon la revendication 9, caractérisé en ce que la section desdits profilés est d'environ 30 mm2 à environ 55 mm2, avec une section d'âme d'environ 7 mm2à environ 13 mm2. 11 - Cadre selon la revendication 9 ou 10, caractérisé en ce que lesdits profilés sont constitués d'acier de nuance E 24. 12 - Cadre selon l'une quelconque des revendications 9 à Il, adapté à constituer le cadre supérieur de ladite armature, caractérisé en ce que deux de ses profilés constitutifs parallèles (24,25) se prolongent (27) au-delà de ladite découpe.