ER_QG_96-01

Mlnist~re

de l'Eqaipement, des Transports et da Logement

RAPPORT D1ÉTUDES ET DE RECHERCHES RISQUES DYNAMIQUES POUR LES OUVRAGES MARITIMES ET FLUVIAUX

Fascicule n°4 : PRISE EN COMPTE DU SÉiSME ET DU TSUNAMI DANS LA CONCEPTION ET L'ÉVALUATION DES OUVRAGES PORTUAIRES EXTÉRIEURS

Ao6t1996 Centre d'Etudes Techniflues Maritimes Et Fluviales

STCPMVN

ER-QG n° 96.01

Août 1996

RAPPORT D'ETUDES ET DE

RECHERCHES

RISQUES DYNAMIQUES POUR LES

OUVRAGES MARITIMES ET FLUVIAUX

Fascicule n° 4 : PRISE EN COMPTE DU SEISME ET DU TSUNAMI DANS LA CONCEPTION ET L'EVALU ATION DES OUVRAGES PORTUAIRES EXTERIEURS

AUTEUR: GEODYNAMIQUE ET STRUCTURE Ingénieurs-conseils en génie sismique

VU, LE CHEF DE SERVICE

.~

---

U~ .

P.

Diffusion N

.

MONADIER~

République Française

MINISTERE DE L'EQUIPEMENT, DU LOGEMENT ,DES TRANSPORTS ET DU TOURISME

SECRETARIAT D'ETAT AUX TRANSPORTS.

SERVICE TECHNIQUE CENTRAL

DES PORTS MARITIMES ET DES VOIES NAVIGABLES

INTRODUCTION

Ce rapport d'études et de recherches poursuit la sene de fascicules consacrée aux risques dynamiques sur le vaste thème des ouvrages extérieurs des ports maritimes. Y est abordé en un document unique l'ensemble des aspects traités individuellement, pour les ouvrages intérieurs, dans chacun des fascicules précédents: - conception et dimensionnement des ouvrages neufs, - analyse des ouvrages existants, - prise en compte du risque sismique, - comportement lors du passage des tsunamis. Les ouvrages extérieurs sont des ensembles composites dont chaque élément fait l'objet d'une analyse appropriée : stabilité du soubassement, tenue du corps de digue et de ses matériaux constitutifs, stabilité de la carapace d'enrochements. Les problèmes de liquéfaction rencontrés au sujet des ouvrages intérieurs ne sont là pas moins préoccupants. L'étude des digues maritimes en situation accidentelle présente des traits originaux: - tandis que les digues verticales s'analysent principalement comme des ouvrages-poids, les digues à talus sont des ouvrages souples qui peuvent tolérer des plus larges déformations avant la ruine que ce qu'il est généralement convenu de prendre en compte pour les ouvrages intérieurs,

i:>3l 2, boulevard Gambetta - BP 53 - 60321 COMPIEGNE CEDEX • 44 92 60 00 - Télécopie 44 20 06 75

- contrairement aux qup.is-poids, la possibilité d'une amplification dynamique sous séisme ne peut plus être négligée; le niveau d'accélération sismique dans le corps de digue peut ainsi être supérieur à l'accélération nominale du sol de -fondation, - le critère de dimensionnement, vis-à-vis des tsunamis notamment, peut être apprécié par une analyse de la protection apportée au plan d'eau intérieur et aux installations à terre; un critère original peut ainsi être développé concernant les seuils d'agitation minimaux dans le bassin. L'étude du comportement post-accidentel de l'ouvrage se doit d'en tenir compte : une digue même endommagée doit en effet être en mesure d'assurer une certaine protection du bassin (à définir) jusqu'à sa remise en état. Rédigé par GEODYNAMIQUE et STRUCTURE, ce guide méthodologique fait abondamment référence aux trois fascicules antérieurs (ER QG n094.02, 95.03 et 95.05). Cet ensemble de textes à la fois concis et d'une utilisation immédiate pour le projet constitue maintenant, à notre sens, une très bonne référence française pour l'étude dynamique des ouvrages maritimes. Le thème des talus sous-marins, abordé brièvement à la fin de ce fascicule, sera développé dans un rapport d'études et de recherches à paraître prochainement.

LE CHEF DU SERVICE

P. MONADIER

Page 2

GEODYNAMIQUE ET STRUCTURE 157, RUE DES BLAINS 92220 BAGNEUX

SERVICE TECHNIQUE CENTRAL DES PORTS MARITIMES ET DES VOIES NAVIGABLES

GUIDE TECHNIQUE

PRISE EN COMPTE DU SEISME ET

DU TSUNAMI DANS LA

CONCEPTION ET L'EVALUATION

DES OUVRAGES PORTUAIRES

EXTERIEURS

REVISIOND

JUILLET 1996

GEODYNAMIQUE ET STRUCTURE Dossier: Date: Révision:


DES PORTS MARITIMES ET DES

VOIES NAVIGABLES

03-94 JUil.LET 1996 D

Page:

PRISE EN COMPTE DU SEISME ET DU TSUNAMI DANS LA

CONCEPTION ET L'EVALUATION DES OUVRAGES PORTUAIRES

EXTERIEURS

SOMMAIRE

PARTIE A - GENERALITES

3

1.0 PRESENTATION DU GlTIDE

3

2.0 RETOUR D'EXPERIENCE

3

3.0 PRISE EN COMPTE DU SEISME

6

3.1 DETERMINATION DE L'ALEA SISMIQUE 3.2 ACTIONS A CONSIDERER DANS LE CALCUL 3.3 PRESSIONS HYDRODYNAMIQUES LIEES AU SEISME

6 6 6

4.0 PRISE EN COMPTE DU TSUNAMI

8

5.0 PROTECTION VIS A VIS DU TSUNAMI APPORTEE PAR L'OUVRAGE

9

PARTIE B - APPLICATION ET RECOMMANDATIONS PARTICULIERES POUR LA CONCEPTION ET L'EVALUATION DES OUVRAGES PORTUAIRES EXTERIEURS Il 6.0 DIGUES A TALUS

Il

6.1 PRISE EN COMPTE DU SEISME 6.1.1 Conception et justification d'ouvrages neufs 6.1.2 Evaluation et renforcement 6.2 PRISE EN COMPTE DU TSUNAMI 6.2.1 Enseignements tirés de l'étude de Kamel 6.2.2 Méthodes de prédimensionnement

Il Il

7.0 DIGUES VERTICALES: OUVRAGES POIDS

21

7.1 PRISE EN COMPTE DU SEISME 7.1.1 Conception et justification d'ouvrages neufs 7.1.2 Evaluation et renforcement 7.2 PRISE EN COMPTE DU TSUNAMI..

21 21 23 23

17 17

17 20

8.0 DIGUES VERTICALES SUR PIEUX

24

8.1 PRISE EN COMPTE DU SEISME 8.2 PRISE EN COMPTE DU TSUNAMI

,. 24 24

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VOIES NAVIGABLES

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9.0 BRISE-CLAPOTS FLOTTANTS 9.1 PRISE EN COMPTE DU SEISME 9.2 PRISE EN COMPTE DU TSUNAMI..

Page:

2

25 25 25

10.0 BARRIERES ANTI-TSUNAMIS

25

11.0 TALUS SOUS-MARINS

26

11.1 PRISE EN COMPTE DU SEISME 11.2 PRISE EN COMPTE DU TSUNAMI..

26 29

12.0 CONCLUSION GENERALE

29

REFERENCES

30

ANNEXE 1

33

ANNEXE 2

35



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3

PARTIE A - GENERALITES

1.0

PRESENTATION DU GUIDE Ce guide fait suite aux documents cités en références 20, 25 et 26 qui décrivent la prise en compte des actions dynamiques (séismes, tsunamis) dans la conception et la justification des ouvrages intérieurs neufs, ainsi que dans l'analyse et le renforcement des ouvrages portuaires intérieurs existants. Ces documents antérieurs développent les concepts de base utilisés dans le présent guide. Le but de ce guide est de présenter une méthodologie permettant d'une part, de concevoir et de justifier les ouvrages extérieurs neufs vis à vis d'actions dynamiques (séismes et tsunamis) et d'autre part, de prendre en compte le risque lié aux actions dynamiques pour l'évaluation et le renforcement de ceux-ci. L'évaluation est à comprendre au sens technique du terme, à savoir la détermination de la capacité d'un ouvrage existant à résister à une agression sismique ou à un tsunami. Les ouvrages visés par le guide sont: - les digues à talus, - les digues verticales, à parois absorbantes ou non, - les brise-clapots, - les talus sous-marins naturels, - les barrières anti-tsunami.

Le guide se présente en deux parties: - la partie A est vouée aux généralités concernant la prise en compte des actions dynamiques sur les ouvrages extérieur$, - la partie B porte sur l'application de la partie A aux différents ouvrages sus-cités.

2.0

RETOUR D'EXPERIENCE La connaissance du comportement des ouvrages extérieurs vis à vis des sollicitations dynamiques (tsunamis, séismes) s'appuie, conune pour les ouvrages intérieurs, sur le retour d'expérience acquis à la suite d'événements passés.



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4

Le retour d'expérience dans ce domaine repose essentiellement sur les observations recueillies à propos des ouvrages japonais ou américains (références 3,7,9,10,21 et 22) ayant subi des agressions sous forme de séismes ou de tsunamis. Les principales conclusions tirées de ces observations sont les suivantes.

al Séismes

Les ouvrages extérieurs résistent assez bien aux séismes. La raison en est que ces ouvrages sont généralement protégés par des enrochements comportant des blocs de calibre important, ce qui donne à l'ensemble une bonne stabilité. Des tassements d'importance généralement modeste peuvent survenir, sans que la fonctionnalité de l'ouvrage en soit affectée pour autant. L'endommagement brutal provoqué par le séisme peut conduire toutefois à un vieillissement plus rapide de l'ouvrage. La destruction de certains ouvrages peut d'ailleurs être due au tsunami qui suit le séisme, plus qu'au séisme lui-même, comme le montre l'exemple de la digue d'Hachenobe détruite après le séisme de Tokachi-Oki de 1968 (référence 10). Sous ces réserves, les ouvrages les plus sensibles sont les digues comportant, en fondation ou dans le coq>s de digue, des sols liquéfiables. En dehors du phénomène de liquéfaction, les digues à talus sont, a priori, plus sensibles que les digues verticales qui sont généralement dimensionnées par la pression exercée par la houle. Les efforts d'inertie induits par le séisme, sont en effet, plus faibles pour les digues verticales. D'un autre côté les digues à talus sont des ouvrages souples, ce qui les rend moins vulnérables au séisme. L'endommagement des constructions fondées sur une digue n'a pas fait l'objet d'études systématiques. Signalons toutefois l'endommagement de l'optique du phare de l'Ile d'Oléron (zone 1.), au cours d'un séisme de magnitude moyenne (égale à 5.2) en 1972. Cette observation confirme que les phares sont particulièrement sensibles au séisme en raison de leur élancement important.

blTsunamis Les ouvrages extérieurs sont, en revanche, beaucoup plus sensibles à l'action des tsunamis. La référence 22 cite ainsi une vingtaine d'ouvrages constitués (en général) de blocs de quatre tonnes ayant subi un endommagement important suite à la survenance de tsunamis. La référence 10 cite le cas du séisme du 26 mai 1983, à Nihon-Kai-Chubu, dont les blocs de carapace ont été dispersés à 135 m à l'intérieur des terres (figure 1) par un tsunami dont la vague était de 13 m de haut.

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Figure 1

Exemple de destruction d'une digue par un tsunami. La photo montre la dispersion des blocs artificiels

en béton constitutifs de la digue (Tsunami de Nihon-Kai-Chubu, 1983)

Cet état de fait est essentiellement dû à ce que les ouvrages extérieurs sont "en première ligne" lors de l'agression par le tsunami et ne sont généralement calculés que pour résister à une houle de projet "conventionnelle". Or, la vague de tsunami est, rappelons-le, beaucoup plus dangereuse qu'une houle ordinaire en raison de: - la hauteur de vague plus importante à l'approche de la côte, - la forme de vague (onde cnoïdale, onde solitaire) qui transporte à hauteur égale, beaucoup plus d'énergie que la houle. La sensibilité des ouvrages extérieurs aux tsunamis peut avoir des conséquences désastreuses, car ces ouvrages sont généralement d'accès difficile et les délais nécessaires pour leur remise en état peuvent induire des dommages indirects sur les installations protégées par ces ouvrages. De plus, la destruction partielle ou totale des digues de protection par la vague initiale du tsunami induit évidemment une augmentation de la part du tsunami réussissant à franchir la digue. La référence 10 cite le cas du tsunami d~s îles Hawaï survenu en 1946, pour lequel la vague n'a été réduite que de 8 m à 7 m dans le port de Hilo, dont la digue de protection avait été fortement endommagée par le même tsunami. Par comparaison, une vague de 6 m environ a pu être réduite à 3 m après passage de la digue (non endommagée) du port de Kahului situé à proximité.


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3.0

PRISE EN COMPTE DU SEISME

3.1

DETERMINATION DE L'ALEA SISMIQUE

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6

Rappelons que l'aléa sismique est défini sur le territoire français et des DOM par le zonage sismique de la France (référence 4). Il est proposé de dimensionner les ouvrages en mer en utilisant l'accélération nominale correspondant au canton du littoral le plus proche.

3.2

ACTIONS A CONSIDERER DANS LE CALCUL

Une question importante pour les ouvrages extérieurs est de déterminer quelles sont les actions, en particulier en ce qui concerne la houle, à considérer simultanément avec l'action accidentelle sismique. D'après les Recommandations AFPS 90 et l'Eurocode 8, les actions à considérer en situation sismique se superposent suivant les combinaisons accidentelles, excluant les valeurs fréquentes des actions variables d'accompagnement. Seules sont donc à prendre en compte les valeurs quasi-permanentes des actions variables.

La détermination des coefficients 'VEi (Recommandations AFPS) ou 'V2i (Eurocode 8, CCTG Français) affectant les valeurs quasi-permanentes des actions variables, ainsi que celle des valeurs caractéristiques des actions variables (et en particulier la houle), sont en cours d'établissement. Notons que la prise en compte de la houle en tant qu'action concomitante avec le séisme doit inclure: - les actions dues aux pressions dynamiques provenant de la houle côté mer, - les variations de pressions interstitielles induites par la houle dans les sols et matériaux perméables.

3.3

PRESSIONS HYDRODYNAMIQUES LIEES AU SEISME

Les pressions hydrodynamiques exercées par l'eau surm ouvrage extérieur, au cours d'un séisme, dépendent fortement de l'inclinaison sur l'horizontale de la pente des surfaces de l'ouvrage en contact avec l'eau. Le rapport entre la résultante des forces d'inertie et la résultante des pressions hydrodynamiques permet de caractériser les cas où la prise en compte des pressions dynamiques dues au séisme est indispensable.



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C

7

Le tableau 1 dOlll1e les valeurs du rapport p de la résultante des pressions dynamiques à la résultante des forces d'inertie, calculée par la méthode de Westergaard (référence 20) ou par Zangar en suivant une méthode d'analogie électrique (référence 23) pour un barrage. Les valeurs obtenues pour P dépendent essentiellement du fruit des parements de l'ouvrage. Le fruit est égal à la tangente de l'angle d'inclinaison du parement sur la verticale. (Pour une digue symétrique baignée des deux côtés, Pest à multiplier par deux). Le tableau 1 montre clairement que les pressions hydrodynamiques ne sont à prendre en compte que pour les ouvrages verticaux ou subverticaux et la méthode de Westergaard peut s'y appliquer. Il n'y a pas lieu de prendre en compte ces pressions pour les digues à talus. TABLEAU 1

IMPORTANCE RELATIVE DES FORCES HYDRODYNAMIQUES ET

DES FORCES D'INERTIE POUR DIFFERENTS TYPES DE BARRAGES (REFERENCE 8)

Type de barrage

fruit amont

fruit aval

'tb/Y"

a

3

3

2

0.02

Zangar

1.5

1.5

2

0.08

Zac.gar

2.4

0.61 0.56

\.lestergaard Zac.gar

0.50

Zangai

- - - --Terre

i~

~étb.ode

Remblai Enrocb.ement

Poids

~

-- 0

0.8

0.2

0.6

~

2.4

---

---

A contreforl:s

Voute

-L .~~

1

0.2

-

2.4

=0.80

Zangar

(*)

--

-

-

2.4

2 à 3

.". t·o.

Estimation à partir de Westergaard

'!:'• ........

Yb: poids volumique du matériau constitutif de l'ouvrage

Yw: poids volumique de l'eau

(*) environ 0.80 suivant les dispositions adoptées pour les contreforts.

GEODYNAMIQUE ET STRUCTURE Dossier: Dale: Révision:

4.0


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8

PRISE EN COMPTE DU TSUNAMI Les éléments à prendre en compte pour justifier un ouvrage vis à vis du tsunami sont: - la définition des paramètres caractérisant la vague de projet: la hauteur H de la vague de projet, ainsi que la pseudo période T afférente, pourront être déterminées à l'aide des méthodes décrites en référence 25. - la forme de la vague: mais, il sera généralement impraticable de déterminer la forme de vague que l'on peut attendre sur le site. Une solution consiste alors à envisager deux hypothèses extrêmes, retenant la classification introduite par Talandier (référence 34):

- tsunami de type A, pour lequel les dégâts sont dus uniquement à l'effet de la pression dynamique. Ce tsunami sera caractérisé par une onde longue d'amplitude égale à la demi hauteur de la vague du tsunami de projet. Ce type de vague sera utilisé pour étudier la protection contre les affouillements en pied, de part et d'autre de l'ouvrage.

- tsunami de type C, pour lequel le tsunami agit sous forme d'onde solitaire ou cnoïdale de hauteur H se déplaçant à une vitesse égale à ,[id, où d est la profondeur d'eau moyenne à proximité de l'ouvrage. Ce type de vague sera utilisé pour dimensionner la structure de l'ouvrage.

En complément des règles de dimensionnement utilisées pour prendre en compte la houle habituelle, il faut particulièrement étudier la partie de la digue située du côté port, et ceci pour deux raisons: - les effets dus aux reflux de la vague de tsunami sont importants, - la hauteur de vague du tsunami, induit des donunages importants, soit par la création de pressions internes à l'ouvrage, qui diminue la résistance au cisaillement et peut induire une rupture par glissement (dans le cas de digues perméables), soit par endonunagement de la carapace côté port qui se manifeste par des glissements, plus ou moins étendus, en cas de franchissement.

L'étude détaillée d'une digue prenant en compte le risque de tsunami nécessitera l'utilisation de modèles réduits, compte tenu de la complexité des phénomènes en cause et de la difficulté de modéliser l'endonunagement de la carapace, mécanisme essentiel dans la destruction de digues par le tsunami (références 7, la).

GEODYNAMIQUE ET STRUCTURE

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5.0


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9

PROTECTION VIS A VIS DU TSUNAMI APPORTEE PAR L'OUVRAGE Le retour d'expérience a montré que le niveau de protection apporté par les digues existantes était tout à fait appréciable, dans la mesure où la digue elle-même n'était pas endommagée. L'étude du niveau de protection apporté par la digue peut être abordée selon les ligues directrices suivantes:

al Vérification de la stabilité de l'ouvrage vis à vis du tsunami On se reportera au paragraphe 4.0 ci-dessus.

bl Détermination du débitfranchissant Une procédure de détermination du débit franchissant en cas de tsunami est proposée par Wiegel (référence 10) pour le cas de vague non déferlante (tsunami de type A).

Le résultat de cette procédure est donné en figure 2 où l'on peut détenniner le débit franchissant en fonction de la "période" du tsunami et de l'élévation de la vague au-dessus de la crête de la digue.

Cette procédure pourra être utilisée comme première approximation pour un avant projet. Figure 2 Protection contre un tsunami. Détermination du débit franchissant en fonction de la hauteur de la vague au-dessus de la crête de la digue et de la période du tsunami (1) PROTECTION CONTRE UN TSUNAMI DEBIT DE FRANCHISSEMENT

10000

r--------------------------::---------,

a; '0

o

oc '4l

Q,

~

1000

E

;::: iD w Q

100-t----.......- - _ -__- t - -_ _- + - - t - + - - - - _ - - t - -.......--+----t---+-_~

0.1 1 10 HAUTEUR AU DESSUS DE LA CRETE (m)

I-T=80mn --T=40mn -Série31




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10

Le débit ainsi obtenu est alors utilisé pour calculer, en première approximation, la hauteur d'eau à l'aval de l'ouvrage, en supposant que le volume situé côté port se remplit pendant une "période" avec le débit ainsi calculé. Wiegel (référence 10) dOlUle en exemple le cas d'une digue de protection dont la crête se situe à 1.5 m de la crête de la vague du tsunami (cf. figure 3). La zone protégée, est comprise entre la digue et une falaise située à 300 m derrière la digue. 3

D'après la figure 2, le volume franchissant en une période est de l 088 m lm de digue en supposant la période égale à 40 mn. Si toute cette eau était piégée dans une zone de 300 m de large, la profondeur d'eau dans la zone protégée serait de l 088/300, soit environ 3.6 m. Le niveau, dans la zone protégée, se situerait donc à 3.6 - 1.2 - 1.5, soit 0.9 m au-dessus de la crête de la vague, ce qui est impossible. Il en résulte que la digue n'exercerait aucune protection; en effet, le niveau de l'eau dans la zone protégée serait fixé par la falaise, indépendamment de la hauteur de la digue. Il faut noter que les débits ainsi calculés restent cependant considérables; l'absorption d'énergie est en effet limitée par le fait que la longueur d'onde du tsunami est très grande devant la dimension transversale de l'ouvrage. Il faut donc concevoir des ouvrages de dimensions généralement considérables pour aboutir à une protection significative des instal1ations portuaires, dites barrières anti-tsunarni (cf. ci après chapitre Il). Figure 3 Exemple d'évaluation de la protection apportée par une digue (d'après Wiegel, référence 10)

1.2m

36m

.A'l$!-,",~">'frr,~1"1"f'm"","",.c........ • ---~o:::--......sz.---:o-'a':

.

1.8m= NIVEAU DE MAREE

~IVEAUMOYEN b. SECTION A-A

NOTA: Les cotes 1.8 et 3.6 repèrent les niveaux indiqués par rapport au niveau moyen.


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Il

PARTIE 8 - APPLICATION ET RECOMMANDATIONS PARTICULIERES POUR LA CONCEPTION ET L'EVALUATION DES OUVRAGES PORTUAIRES EXTERIEURS Les ouvrages extérieurs se classent en: - digues à talus (exemple de la figure 4), - digues verticales, panni les digues verticales, on peut distinguer les ouvrages poids (figure 5) qui peuvent être à parois absorbantes ou non, et les ouvrages sur pieux (figure 6): - digues mixtes, intermédiaires entre les digues à talus et les digues verticales (exemple de la figure 7), - brise-clapots, - talus sous-marins. Les problèmes relatifs aux digues mixtes relèvent de ceux afférents aux digues à talus et aux digues verticales; de ce fait, elles ne seront donc pas étudiées en particulier.

6.0

DIGUES A TALUS Les digues à talus, d'une façon générale, présentent l'avantage d'une défonnabilité importante; même en cas de rupture locale ou de désorganisation partielle, bien que fragilisée, la digue continue à assurer, encore un temps, même partiellement, sa fonction de protection.

6.1


6.1.1

Conception et justification d'ouvrages neufs

AI Stabilité au glissement et liquéfaction du corps de digue Le risque de glissement d'ensemble des digues maritimes à talus sous séisme est limité, par comparaison aux digues en terre ou en enrochements fonctionnant en tant que barrages, pour les raisons suivantes: - la pression d'eau statique est sensiblement équilibrée de part et d'autre des digues portuaires,




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12

- les digues à la mer comportent une proportion importante de blocs et enrochements, utilisés pour protéger le corps de digue contre l'entraînement des matériaux. Or, ces matériaux ont une très bonne résistance au cisaillement, ce qui entraîne une bonne résistance au glissement d'ensemble pour l'ouvrage. Un point faible des digues à talus peut être la présence, dans certains cas, de pentes plus élevées côté port, à la limite de la pente de talus naturel. Cette disposition, à laquelle peut s'ajouter la présence de pressions interstitielles générées dans le corps de la digue, peut conduire à un profil instable en cas de séisme. Figure 4

Exemple ùe ùigues à talus

Côté port

Carapace de blocs

Côté mer

Couronnement en œton

1 Traitement cantre l'affouillement

/ Remblais ou

enrochements

Figure 5

Exemple de digue verticale non absorbante

Niveau des plus hautes mers

Côté mer

Couronnement en œton

Côté port

Dalle en béton

..

Protection du pied par blocs de béton ou

enrochements

'.' Caisson

..

.

,

.

'

..

.

:

Protection du pied par blocs de béton ou enrochements


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13

Figure 6 Exemples de rideaux de protection sur pieux

Rid.:au

___ Pieux

Protection contre les a!Touillements-----.... .-<:._.----

Figure 7 Exemple de digue mixte

Côté port

Côté mer

Blocs de béton.

Dalle en béton

Carapace de

blocs

. Remblai rapporté (en' gé~éral): .

La méthodologie utilisée pour étudier la stabilité sous séisme des ouvrages intérieurs, décrite en référence 20, découple en général la prise en compte de la liquéfaction et le calcul des sollicitations dynamiques. Il n'en est pas de même pour les digues à talus, dont la méthode de justification, vis à vis du séisme, doit combiner ces deux aspects du problème (références 7, 8).



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Al - Méthode générale: calcul avec accélérogramme: Dans sa version la plus élaborée, l'analyse au séisme d'une digue à talus peut se décrire suivant les étapes décrites ci-dessous. 11 Déterminer l'état des contraintes statiques prévalant dans le corps de la digue. 21 Déterminer les caractéristiques mécaniques dynamiques des matériaux constitutifs. Il s'agit essentiellement des propriétés suivantes: - coefficient de Poisson, - module de cisaillement à faibles déformations (propriétés quasi-élastiques), - variation du module de cisaillement avec la distorsion.

31 Calculer les accélérations y(t, x) et contraintes induites dans la digue par le séisme, à partir d'un accélérogranune (en utilisant en général des éléments finis).

41 Evaluer le potentiel de liquéfaction des matériaux sensibles, sous la contrainte dynamique induite dans l'ouvrage (résistance au cisaillement cyclique).

51 Déterminer les zones de l'ouvrage susceptibles de se liquéfier, compte tenu des contraintes déterminées en 3 et du potentiel de liquéfaction déterminé en 4.

61 Effectuer un calcul pseudo-statique de stabilité de l'ouvrage au grand glissement. On retient le plus défavorable des cas suivants: soit les forces d'inertie correspondant à l'accélération y(t, x) calculée en 3 sans prise en compte de la liquéfaction, soit un calcul statique (y::: 0) en prenant en compte une résistance au cisaillement nulle dans la zone liquéfiable. Notons que la stabilité au glissement doit tenir compte de l'ensemble des pressIOns interstitielles existant dans l'ouvrage, incluant celles induites par la houle. Un incrément de rotation se produit aux intervalles de temps pour lesquels les forces d'inertie provenant de l'accélération conduisent à un moment moteur supérieur au moment des forces stabilisatrices. Le glissement s'arrête lorsque cette condition n'est plus respectée et que la vitesse relative est !lulle. Cette procédure, mise au point pour les digues de grande hauteur, ne sera généralement pas utilisée dans son intégralité pour les digues de protection de dimensions plus modestes qui font l'objet du présent manuel, mais montre toutefois les éléments essentiels entrant en ligne de compte dans l'analyse au séisme d'une digue à talus, à savoir: - la sécurité de l'ouvrage doit tenir compte du potentiel de liquéfaction des m'.ténaux constitutifs de la digue, - le potentiel de liquéfaction lui-même est fonction des contraintes dynamiques induites par le séisme, et en particulier de l'amplification des accélérations à l'intérieur de l'ouvrage et des contraintes dynamiques calculées au cours de la sollicitation sismique à l'intérieur de la digue.



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15

A2 - Méthode simplifiée: calcul avec spectre de dimensionnement normalisé: Pour des digues à talus de dimensions modestes (hauteur généralement inférieure à 10 m), dont certains des matériaux constitutifs sont potentielIement liquéfiables, on adoptera la procédure suivante (référence 8).

al Le module dynamique moyen des matériaux constitutifs de la digue sera détenniné, à l'aide des éléments disponibles (cf. référence 20), conduisant à l'estimation de la vitesse des ondes S:

Vs.

hl La période fondamentale T de l'ouvrage sera approchée par la relation: T

=

_1_ HI

J6

Vs

pour une digue à talus, HI étant la hauteur de la digue, comptée à partir du fond marin.

cl La pseudo-accélération normalisée RD (n est lue sur le spectre de dimensionnement normalisé de la zone en question (cf. référence 20).

dl L'accélération du centre de gravité de la digue est donnée par:

a o = RD

5)°,4

(T) . aN' (~

où: aN est l'accélération nominale de la zone en question, /; est l'amortissement du matériau constitutif du corps de la digue (en %), généralement compris entre 5 et 10%, obtenu à partir d'essais cross-hole.

el La contrainte dynamique induite dans l'ouvrage est donnée par:

2 yh

"Ca

= '3

g .ao

où: h est la hauteur de matériaux au-dessus du point considéré, y est le poids volumique du matériau constitutif du corps de la digue.

fI Le coefficient de sécurité à la liquéfaction sera ensuite obtenu suivant la procédure générale, en comparant "Ca à la contrainte de cisailIement "Ct provoquant la liquéfaction, dans le corps de la digue.

gI Dans le cas d'un coefficient de sécurité à la liquéfaction inférieur à l, pour une partie des matériaux de remblai, le coefficient de sécurité au glissement sera déterminé en adoptant une résistance au cisailIement nu lIe dans la zone correspondante, comme en 6 ci-dessus.




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16

Comme indiqué au paragraphe 3.3, les pressions d'eau d)11amiques induites par le séisme ne sont pas à prendre en compte, car eUes sont négligeables devant les forces d'inertie de la masse de la digue.

A3 - Liquéfaction de lafondation: Que ce soit par la méthode simplifiée ou par la méthode générale, il est nécessaire d'examiner la liquéfiabilité des sols de fondation. La liquéfaction de la fondation sera étudiée en considérant que la contrainte de cisaillement appliquée est donnée en un point situé sous le niveau de fondation par la relation:

La

2 Y

= -

- a max

3 g

. Z.

rd

où:

z

amax rd

est la hauteur verticale de sol (remblai et fondation) au-dessus du point considéré,

est donné, en fonction de l'accélération nominale et du type de site, en référence 20; le

type de site est déterminé sans tenir compte de l'existence de remblais rapportés sous

l'ouvrage, c'est-à-dire dans la situation existante avant projet.

est donné en fonction de la profondeur en figure 8.

Rappelons que les coefficients sismiques à prendre en compte pour la stabilité des pentes sont ceux donnés en fonction du type de site en référence 20. La contrainte appliquée le corps de la digue.

La

est comparée il la résistance au cisaillement cyclique

Lt

comme pour

Figure 8

Variation du coefficient rd avec la profondeur (d'après la référence 6)

La courbe en pointillé correspond à une valeur moyelme et les courbes en trait plein à un encadrement de rd

Courbes valables pour un sol sableux et homogène

-

~

0°

Cl1

rd Q4

0&

011

10

~

~I

~/

1

/ ,/ / /

1

;'

1

GEODYNAMIQUE ETSTRUC11JRE Dossier: Date: Révision:

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17

BI Justification d'ouvraf?es en tête de digue Les ouvrages situés sur la digue seront à justifier en adoptant pour accélération de projet l'accélération en crête de la digue, sensiblement égale à deux fois l'accélération <1{) calculée ci dessus au centre de gravité (référence 8).

6.1.2

Evaluation et renforcement

L'évaluation portera essentiellement sur les points suivants: - au niveau de l'examen technique préliminaire, l'indice de vulnérabilité à la liquéfaction sera détenniné pour la digue et la fondation. L'attention sera portée également sur les ouvrages implantés sur la digue, - l'évaluation détaillée de l'ouvrage comportera une détennination du ratio CID relatif au mécanisme de rupture par grand glissement (rCD est ici simplement égal au coefficient de sécurité au glissement). Le renforcement sur une digue existante pourra être effectué à l'aide des méthodes usuelles de stabilisation de talus, en particulier mise en place de risbennes ou diininution de la pente des talus de l'ouvrage. Un traitement des zones liquéfiables par injection ou substitution pourra être envisagé si les mesures de stabilisation sont insuffisantes.

6.2

PRISE EN COMPTE DU TSUNAMI

6.2.1

Enseignements tirés de l'étude de Kamel (référence 27)

Une étude menée aux USA en 1970 sur une digue à talus en vue de sa réhabilitation vis à vis du tsunami (référence 27) a montré les résultats suivants:

a/ Ouvrage "franchissable"

Le.) éléments influençant la rupture de l'ouvrage supposé franchissable sont: - la porosité de l'ouvrage: une porosité importante peut induire un flux interne susceptible d'entraîner les matériaux de la digue, - la destruction du parement côté port par la vague franchissante,




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- le type de placement des blocs de protection côté port: un placement judicieux peut pennettre d'augmenter la densité moyenne des blocs et réduire le risque de destruction de la carapace, - la pente de l'ouvrage côté port: en effet, une pente trop importante peut être instable, surtout s'il s'ajoute des pressions interstitielles à l'intérieur de la digue. La stabilité de l'ouvrage dépend de la hauteur de franchissement, de la pente côté port et de la taille des blocs de carapace situés côté port. La figure 9 montre la section de l'ouvrage étudié et la figure 10 montre la relation obtenue sur cet ouvrage entre la hauteur de franchissement maximale et la pente de l'ouvrage côté port.

Figure 9

Réhabilitation d'une digue au tsunami (référence 27)

La zone hachurée représente la digue existante (distances en pieds)

"< ••

..•

CD
Blocs de 10 ou 20 tonnes Moellons de 10 kg à 2 tonnes Blocs de 10 tonnes Moellons de 10 kg à 200 kg

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Figure 10

Relation entre la hauteur de franchissement maximale et la pente du parement côté port.

Une valeur de 2 pour la pente signifie une pente de 2/1 (référence 27)

..........

PROTECTION CONTRE UN TSUNAMI

E ..........

PROTECTION COTE PORT

1

d]10r--------------------------i ~ UJ Cf) Cf)

I

-

o

Z «

0::

1

---

-

..

-

-

.

--

- - -

~_.-

- -

.

u.. UJ

o

0::

:::> ~

:::>

0.1

«

I

2

3

4

5

6

7

PENTE DU PAREMENT COTE PORT • BLOCS DE CARAPACE DE 10 TONNES • BLOCS DE CARAPACE DE 20 TONNES

hl Ouvrage "non franchissable" La stabilité de l'ouvrage supposé "non franchissable" dépend du niveau (run-up) atteint par le tsunami côté mer, mais également de la durée pendant laquelle ce niveau est maintenu. La largeur du couronnement, la porosité de la section, la pente de la digue côté port et les dimensions des blocs de carapace côté port sont également les éléments importants de la stabilité de l'ouvrage. Il découle de ces observations que la répartition de pressions à l'intérieur de la digue est un élément détenninant de la stabilité. L'estimation de celle-ci, en supposant l'écoulement pennanent, hypothèse un peu conservative, pennet d'évaluer la stabilité de la digue en prenant en compte cet effet de pressions interstitielles.


6.2.2


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20

Méthodes de pré-dimensionnement

Une méthode relativement simple de pré-dimensionnement des blocs à mettre en oeuvre est proposée ci-dessous.

al Deux types extrêmes de tsunami sont envisagés:

- tsunami de type A, pour lequel les dégâts sont dus uniquement à l'effet de la pression hydrostatique, - tsunami de type C, pour lequel le tsunami agit comme une vague de type onde solitaire ou cnoïdale.

bl La hauteur de franchissement de la vague accidentelle du tsunami est détenninée par les méthodes données en référence 25, ainsi que la pseudo-période T relative à la vague du tsunami.

d La vitesse moyenne de franchissement est alors estimée, sous deux hypothèses:

Cas du tsunami de type A: La vitesse moyenne d'écoulement au-dessus de la digue est évaluée dans l'hypothèse d'une élévation de niveau relativement lente. La figure 2 pennet d'obtenir le débit franchissant en fonction de la hauteur de franchissement et de la période du tsunami, d'où l'on tire la vitesse moyenne de franchissement. La vitesse maximale sera alors obtenue en multipliant la vitesse moyenne de franchissement par un facteur 2 à 3. Cette vitesse peut alors être utilisée pour dimensionner les blocs à positionner autour de l'ouvrage en tant que tapis anti-affouillement, à l'aide d'une relation empirique pennettant d'évaluer la taille minimale des blocs qui soient stables dans un courant de vitesse donnée. Des exemples de relations de ce type (fonnule d'Isbach et autres) peuvent être trouvés en annexe 1.

Cas du tsunami de type C: Dans ce cas, le tsunami se présente aux abords de l'ouvrage comme une onde solitaire ou cnoïdale, dont la célérité est do'nnée en première approximation par: v =

Jid, oi. d est la

profondeur. Cette vitesse peut alors être considérée comme une vitesse de courant et les relations empiriques précitées, dont certaines tiennent compte, en particulier, de la pente de la digue (cf. annexe 1), pennettent de dimensionner les blocs de carapace à placer du côté mer.



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Les relations de l'annexe 1 sont prévues pour l'entraînement par un courant auquel est assimilé l'action du tsunami. Il Ya lieu de considérer également le dimensionnement des enrochements vis à vis de l'action exercée par la vague de hauteur H du tsunami qui peut s'effectuer, en première approximation à l'aide des indications de l'annexe 2.

dl Les blocs de la carapace, côté port sont ensuite pré-dimensionnés à partir des indications (certes partielles) de la figure 10 ou en s'en inspirant.

7.0

DIGUES VERTICALES: OUVRAGES POIDS

7.1


7.1.1

Conception et justification d'ouvrages neufs

AI Stabilité de l'ouvrage La stabilité de l'ouvrage sera étudiée en prenant en compte, dans un calcul pseudo-statique: - les forces d'inertie calculées à partir des coefficients sismiques utilisés pour les soutènements, - les pressions dynamiques de part et d'autre de l'ouvrage, calculées à partir de la fonnule de Westergaard.

La constitution interne de la digue (présence d'éléments absorbants ou non) influe sur la stabilité de celle-ci. Il sera généralement difficile, dans l'état actuel des connaissances, de déterminer, pour les digues absorbantes, la part de l'eau interne qui sera solidaire de la digue au cours de la sollicitation sismique. Dans un souci de simplification, sauf étude spécifique, le calcul de la stabilité sous séisme sera effectué en considérant l'eau interne comme liée à l'ouvrage. Les pressions hydrauliques dynamiques liées au séisme seront calculées comme pour une digue non absorbante. ..

Les mécanismes de ruine étudiés seront: - le glissement sur la base,

- le renversement,

- le poinçonnement de la fondation,

- la stabilité interne de la structure en béton.


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L'attention sera portée sur le fait que la résistance au poinçonnement de la fondation est fonction de la résistance au cisaillement des sols sous-jacents et en particulier de la liquéfaction partielle ou totale de ces sols. Il sera donc indispensable de déterminer l'étendue des sols liquéfiables sous la fondation par des études appropriées (référence 20). Rappelons que les pressions interstitielles induites par la houle seront également à prendre en compte (références 28, 29) pour évaluer les diminutions de résistance au cisaillement qui en découlent et qui se cumulent avec celles induites par le séisme. Par ailleurs, contrairement aux quais constitués par des ouvrages poids, qui ne présentent pas d'amplification dynamique, il y aura lieu de déterminer la période propre de l'ouvrage pour calculer la résultante des forces d'inertie appliquées. La méthode adoptée pour calculer la résultante des forces d'inertie est la suivante: al L'impédance (ou raideur) de la fondation de l'ouvrage, sous efforts horizontaux (notée K lOt ) est calculée en tenant compte des propriétés dynamiques du sol d'après les relations données en référence 38.

hl La période propre relative au premier mode de translation est alors donnée par:

T-

où: M

Ma

1

~

27tV~

est la masse de l'ouvrage, y compris l'eau interne (cf. ci-dessus), est la masse ajoutée, prenant en compte l'eau entraînée au cours du mouvement sismique (cf. référence 26).

d L'accélération spectrale à prendre en compte est alors calculée à partir des spectres réglementaires (cf. référence 26).

BI Justification d'ouvrages situés sur la digue Les ouvrages situés sur la digue sont à justifier en adoptant pour accélération de calcul l'accélération en tête de l'ouvrage. Il y aura lieu de considérer l/amplification dynamique de l'ouvrage. En première approximation, l'accélération en tête de l'ouvrage sera prise égale au double de l'accélération calculée au centre de gravité. Bien entendu, dans le cas d'ouvrages mixtes, il faudra tenir compte, de plus, de l'amplification apportée par la digue à talus sous-jacente.


7.1.2


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23

Evaluation et renforcement

L'examen technique préliminaire comportera la détermination des indices IVA (vulnérabilité des joints) et IVL (vulnérabilité à la liquéfaction). Cet examen sera complété par une reconnaissance de l'état de dégradation éventuelle des matériaux situés au pied de l'ouvrage, qui peut réduire significativement la résistance de l'ouvrage vis à vis des critères de stabilité externe. L'évaluation détaillée comprend les ratios CID pour: la liquéfaction (rd, le mouvement de l'ouvrage considéré comme un soutènement (rs), ainsi que ceux relatifs aux mécanismes de ruine précités.

Le renforcement pourra nécessiter entre autres: - l'injection des matériaux de fondation, - la mise en place d'enrochements au pied de l'ouvrage.

7.2


Les principaux dommages pouvant être induits par le tsunami sont: - le renversement, ou l'entraînement de l'ouvrage par la pression de la vague du tsunami, - l'affouillement par la désorganisation des protections situées au pied de l'ouvrage.

Rappelons en effet (référence 24) qu'un inconvénient des digues à parement plein est qu'elles entraînent des érosions en pied susceptibles de faire basculer l'ouvrage vers le large. La période du tsunami étant très différente de la période de la houle, il y a lieu de penser, pour les digues à parois absorbantes, que le mécanisme physique pennettant l'absorption d'énergie de la houle sera inhibé pour le tsunami et que celle-ci sera à considérer comme une digue à parement plein. Au niveau de l'avant projet, les méthodes adoptées pour la vérification de l'ouvrage sous l'action de la houle pourront être utilisées, faute de mieux, en prenant pour les vérifications la hauteur de vague du tsunami en lieu et place de la hauteur de vague (HD) utilisée pour le dimensionnement classique. On pourra reprendre, par exemple, le profil de pressions de Goda et Takahashi (référence 33).



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24

Ces méthodes devront être complétées au niveau du projet par des essais sur modèle réduit.

Les renforcements suivants sont envisageables: - mise en place de blocs de protection au pied de l'ouvrage, - construction d'un remblai, côté mer, qui diminue les efforts de pression dynamique exercés sur le parement amont de l'ouvrage et absorbe partiellement l'énergie des vagues incidentes.

8.0

DIGUES VERTICALES SUR PIEUX

8.1


Ces ouvrages légers ne nécessitent pas d'étude détaillée sous séisme pour deux raisons: - leur masse est faible, ce qui induit des efforts d'inertie négligeables, comparés à ceux exercés par la houle, - la sensibilité à la liquéfaction des ouvrages sur pieux est faible, comme ceci a été signalé pour les quais sur pieux (référence 20).

8.2


La vérification de l'ouvrage sous l'action du tsunami sera effectuée avec un profil de pression similaire à ce qui est employé de façon classique. Notons que contrairement aux ouvrages poids, ces ouvrages légers peuvent devenir de véritables projectiles en cas d'arrachement par le tsunami, ce qui justifie de leur porter attention.



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9.0

BRISE-CLAPOTS FLOTTANTS

9.1


Page:

25

Ces ouvrages très légers sont particulièrement peu sensibles au séisme. Le seul point faible serait la liquéfaction éventuelle des ancrages, à condition de plus que cette liquéfaction soit accompagnée d'une traction concomitante conduisant à l'extraction du bloc d'ancrage.

9.2


Le calcul de ces ouvrages sous l'action du tsunami s'effectuera en adaptant les méthodes utilisées pour le dimensionnement sous la houle (référence 35). Notons que ces ouvrage légers sont, comme les digues sur pieux, susceptibles d'être transportés par le tsunami en cas de rupture d'ancrage.

10.0

BARRIERES ANTI-T5UNAMIS La construction de barrières anti-tsunamis, c'est-à-dire de digues conçues pour protéger intégralement les installations portuaires contre l'agression par le tsunami, reste exceptionnelle. Un exemple de ce type d'ouvrage est donné en référence 32. Il s'agit d'une digue mixte constituée par un caisson de 27 m de haut reposant sur une digue à talus de 30 m de haut. L'ensemble a une longueur d'environ deux kilomètres (figure Il). Au vu des essais sur modèle, cet ouvrage se comporte vis à vis du tsunami comme une digue mixte vis à vis de la houle, si ce n'est qu'il montre des déplacements alternés autour de sa position d'équilibre, alors qu'une digue soumise à l'action de la houle a plutôt tendance à subir un déplacement continu vers la terre. On n'oubliera pas que des ouvrages de dimensions plus modestes peuvent atténuer le tsunami franchissant de façon non négligeable (voir chapitre 5 de la partie A du présent guide).




Page:

26

Figure Il

Coupe de la digue de Kamaishi (Japon) (référence 32)

Les distances sont en mètres

+6.0

.0

TALUS SOUS-MARINS PRISE EN COMPTE DU SEISME

Rappelons que la perte de stabilité de talus sous-marins peut aVOIr trois conséquences importantes vis à vis des ouvrages portuaires: - destruction massive d'installations portuaires par des glissements de grande extension, - destruction indirecte d'ouvrages par création d'un tsunami localisé, induit par le glissement, - destruction d'un chenal de navigation. L'analyse de la stabilité des talus sous-marins s'intègre donc dans l'étude des installations portuaires avoisinantes. Les méthodes classiquement utilisées pour l'analyse de stabilité des talus peuvent s'étendre aux talus sous-marins, en prenant en compte les éléments qui suivent: - les talus naturels sous-marins peuvent avoir des profils très variables suivant l'érosion et le transport de sédiments se produisant localement. En particulier, l'érosion régressive des talus sous-marins peut conduire à terme à leur instabilité vis à vis du grand glissement, mettant en jeu la stabilité d'installations portuaires, - l'analyse de stabilité des talus naturels doit prendre en compte, outre les pressio interstitielles générées par le séisme, celles générées par la houle (référence 17 et 39),




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27

- les matériaux constitutifs des talus naturels ont des propriétés mécaniques en général plus faibles que celles observées sur les sols situés à terre. Il s'ensuit que la pente du "talus limite" correspondant à la perte d'équilibre peut être très faible. On peut observer alors des glissements de forme presque plane sur des surfaces considérables, survenant en cas de séisme. Leur extension sur terre peut détruire les installations portuaires dans des proportions très importantes (cf. par exemple les cas de Seward en Alaska, rappelé en référence 20, Valdez (Alaska) référence 7, (glissement d'extension 1.2 km x 180 m). L'étude de glissements sous-marins sous séisme, en utilisant un modèle de glissement plan, a fait l'objet de travaux systématiques en vue d'application à la baie de Nice (référence 14). La figure 12 (donnée seulement à titre d'illustration du phénomène de réduction de la stabilité du fait de la houle) montre un exemple de détermination de la stabilité sous séisme d'un talus sans cohésion caractérisé par un angle de frottement 0' = 30°. La figure permet d'identifier, pour une valeur de coefficient sismique ah fixée, et connaissant la surpression interstitielle complète t.u, la valeur de la pente a conduisant à un coefficient de sécurité de 1. Figure 12

Abaque donnant la pente de talus limite conduisant à un coefficient de sécurité de 1 pour un glissement

plan, en fonction du coefficient sismique horizontal 0"11 et du rapport ôuJy'z (référence 14)

COEFFICIENT SIS1v1lQUE HORIZONTAL O"H

0,201\ 8°

0,15

0,10

0,05

0,00 -l---.----,-"T"'""'--r---,.-~....,...:~-=:::;:O""..;::::w,..:~~~:::;::~~ 0,0 0,1 0,2 0,3 0,4 0,5 0,6 0,7 0,8

t.u y' z



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D

28

L'utilisation de cet abaque nécessite l'obtention de la pression interstitielle ~u qui est la somme de deux termes: - la surpression induite par la houle. CelIe-ei est donnée, en première approximation, par la formule de Madsen (référence 31) à la surface du fond marin, qui considère que cette surpression varie sous la forme d'une sinusoïde d'amplitude:

Yw H

où: H Yw L d

est la hauteur de la vague, le poids volumique de l'eau, la longueur d'onde, la hauteur d'eau.

Cette relation donne une première approximation de la borne supérieure de la surpression interstitielIe créée par la houle. On trouvera en références 31 et 29 une discussion des approximations inhérentes à l'utilisation de la formule de Madsen, ainsi que le moyen d'obtenir la pression interstitielle à la profondeur de la surface de glissement. Il est à noter également que la pression interstitielle sinusoïdale ainsi calculée se superpose à la surpression induite par le tassement progressif du sédiment. Cette dernière surpression correspond en fait à une liquéfaction partielle sous l'action de la houle (référence 29).

- la surpression induite par le séisme, correspondant à une liquéfaction partielle des sédiments. CelIe-ei est beaucoup plus complexe à déterminer et il n'existe pas de méthode simple pour l'obtenir, même sous forme approchée, sans réaliser d'essais cycliques sur le matériau. Rappelons que la liquéfaction partielle se produit dans des matériaux peu denses qui ont tendance à se compacter sous l'action des contraintes de cisaillement alterné induites par le séisme. La présence de couches de sable lâche intercalées dans des sols peu perméables (argiles) constitue ainsi une configuration particulièrement défavorable. L'utilisation de cette méthode sur des surfaces de glissement potentielles importantes, telIes que celles citées précédemment, nécessiterait toutefois des reconnaissances topographiques et géotechniques sur des surfaces étendues, dont le coût risque d'être prohibitif. Les mesures à prendre vis à vis de tels grands glissements sont alors d'ordre préventif: - suivi topographique de l'évolution des fonds marins, • examen périodique de l'érosion dans une zone suffisanunent étendue autour des ouvrages portuaires.


11.2


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Page:

29


Hormis le cas de Nice pour lequel une telle interprétation a été avancée, aucun glissement de talus suite à l'action de tsunami n'a été mis en évidence à ce jour à notre connaissance. Il est à noter toutefois que le tsunami peut induire, comme la houle, des pressions interstitielles non négligeables. De plus, la profondeur à laquelle ces pressions interstitielles sont substantielles augmente avec la longueur d'onde et sera donc plus importante pour le tsunami que pour la houle.

12.0

CONCLUSION GENERALE Les ouvrages portuaires extérieurs sont, a priori, moins sensibles au séisme que les ouvrages intérieurs, si l'on en croit le retour d'expérience établi après séismes. Le séisme peut toutefois agir de façon plus insidieuse en produisant un endommagement partiel, ce qui peut induire un vieillissement plus rapide. Par ailleurs, ces ouvrages sont particulièrement sensibles aux pressions interstitielles en raison du fait qu'il ya superposition: - des pressions statiques,

- des pressions dues à la houle,

- des pressions dues à la liquéfaction partielle sous séisme.

Il Y aura donc lieu, une fois de plus, de se préoccuper des fondations et parties de l'ouvrage constituées par des matériaux peu denses, partiellement ou totalement liquéfiables. La prise en compte du tsunami dans la justification des ouvrages e"..térieurs reste délicate de mise en oeuvre, ce qui découle évidemment des difficultés inhérentes au caractère relativement rare de ce type d'agression. On retiendra que les premières dispositions à étudier sont d'accroître les capacités de résistance des parties d'ouvrage situées côté port. De plus, il faut être conscient de la quasi-impossibilité d'établir des barrières anti-tsunami apportant une protection complète et qui soient en même temps économiquement viables.


SERVICE TECHNIQUE CENTRAL DES PORTS .MARITIMES ET DES VOIES NAVIGABLES


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03·94

JUILLET 1996 Page:

D

33

ANNEXE 1 DIMENSIONNEMENT DES ENROCHEMENTS PO UR LA RESISTANCE A

L'ENTRAINEMENT DANS UN COURANT

(Références 36 et 37)

Al - FORMULE D'ISBACH

Pour un talus incliné d'un angle a sur l'horizontale, le diamètre D = D so des enrochements permettant de résister à une vitesse d'arrachement critique V, est dormé par la formule d'Isbach, fruit d'études expérimentales et théoriques. Le courant est supposé se diriger perpendiculairement à la ligne de plus grande pente du talus:

où: C

Y. Yoo Ys

est un coefficient dépendant de: . l'angle de frottement cp des enrochements . la pente a d'inclinaison du talus est le poids volumique du matériau constitutif de l'enrochement,

est le poids volumique de l'eau,

est généralement compris entre 25 et 28 kN/m 3 •

Diverses expressions sont trouvées pour C dans la littérature:

al

C =

avec:

Kb = 1.20 Kt, = 1.55

1 K~ . cos a

(référence 37)

pour la vitesse induisant le glissement de l'enr:>chement,

pour la vitesse induisant le basculement hors de son logement de

l'enrochement.


03-94 JUILLET 1996 Page:

D

C

bl



VOIES NAVIGABLES

avec:

b=lA b = 0.7

=

b

34

(référence 36)

K

pour les courants naturels à forte turbulence,

pour les courants naturels en régime uniforme,

K

= cos Cl

1

tg 2

Cl

2

tg q>

A2 - ABAQUE DE RAMETTE (Référence 36)

L'abaque de Ramette (figure A 1) permet le dimensionnement des enrochements de protection contre un courant naturel, dans des axes (DIh, y2jgh), pour différentes pentes de talus Cl. h est la profondeur d'eau à l'emplacement considéré.

Il a été reporté également la courbe, y2 = 3.3DIh, utilisée au LCHf pour dimensionner les enrochements pour le talus sous fluvial des berges, conduisant à un dimensionnement plus sévère que celui tiré de l'abaque de Ramette, pour les faibles valeurs de:

V2 gh

FIGURE Al ABAQUE DE RAMETTE 0.9 0.8 0.7 0.6

oC

0.5

~

>

0.4 0.3 0.2 0.1

0 0

0.02

0.04

0.06

0.08

0.1

0.12

0.14

0.16

D/h [--pente=113 -'-pente=21S --pente=112 --COURBE lCHF 1

0.18

0.2


SERVICE TECHNIQUE CENTRAL DES PORTS l\-lARITIMES ET DES VOIES NAVIGABLES

03-94 AVRIL 1996

Page:

C

35

ANNEXE 2 DIMENSIONNEMENT DES ENROCHEMENTS POUR LA RESISTANCE A

L'ENTRAINEMENTPAR UNE VAGUE

(Référence 36)

Des études réalisées au laboratoire d'hydraulique de Delft, dans un contexte différent de celui des tsunamis (protection dès talus sous-fluviaux), ont montré que la dimension minimale d'enrochement permettant de résister à l'entraînement par une vague de hauteur H, se dirigeant suivant la ligne de pius grande pente du talus est donnée par:

D so 2:

H. (cos ~

a.t

S

C'

C'

=

constante comprise entre 1.8 et 2.3,

H

=

hauteur de vague,

d

=

"(. - "( 00

(cf. Annexe 1),

"(00

a.

=

angle de la pente du talus.

ER_QG_96-01

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