Exercices de Géotechnique EUROCODE 7 Murs parois et stabilité de pente.pdf

EUROCODE 7 7

MURS, PAROIS

&

STABILITE

T Th hé éo or iie e – E E Exer cices s

© QUALICONSULT FORMATION

de

PENTE

N ot e T ec hni que www.groupe-qualiconsult.fr

Sommaire

SOMMAIRE 1

Préambule

5

2

Pressions sur un ouvrage de soutènement

6

2.1

PRESSION NEUTRE OU AU REPOS

2.2

PRESSION ACTIVE DES TERRES

11

2.3

PRESSION ACTIVE DES SURCHARGES

13

2.4

EXERCICES POUSSEE DES TERRES

19

3

7

Stabilité d'un talus

41

3.1

INVESTIGATION DE SOL

41

3.2

MODÉLISATION DU TALUS

42

APPROCHE EUROCODE 7

55

4 4.1

GENERALITES

55

4.2

STABILITE DES PENTES : PENTE DE LONGUEUR INFINIE

61

4.3

EXERCICES

64

4.4

STABILITE DES PENTES GLISSEMENT ROTATIONNEL

68

4.5

EXERCICES

70

5 Approche du calcul de type élasto-plastique pour une paroi

74

5.1

PRESENTATION

74

5.2

METHODE DE CALCUL

74

5.3

BUT

76

5.4

REGLEMENTS UTILISES

78


Page 2 sur 128

Sommaire

SOMMAIRE 1

Préambule

5

2


6

2.1

PRESSION NEUTRE OU AU REPOS

2.2

PRESSION ACTIVE DES TERRES

11

2.3

PRESSION ACTIVE DES SURCHARGES

13

2.4


19

3

7


41

3.1

INVESTIGATION DE SOL

41

3.2

MODÉLISATION DU TALUS

42

APPROCHE EUROCODE 7

55

4 4.1

GENERALITES

55

4.2


61

4.3

EXERCICES

64

4.4


68

4.5

EXERCICES

70

5 Approche du calcul de type élasto-plastique pour une paroi

74

5.1

PRESENTATION

74

5.2

METHODE DE CALCUL

74

5.3

BUT

76

5.4

REGLEMENTS UTILISES

78


Page 2 sur 128

Sommaire

5.5

HYPOTHESES GEOMECANIQUE

78

5.6

HYPOTHÈSES DE CALCUL (STR/GEO)

86

5.7

DETERMINATION DE LA FICHE MECANIQUE (GEO)

107

5.8

STABILITE DU FOND DE FOUILLE

108

5.9

ESTIMATION DES DEBITS D'EXHAURE

115

6

Méthode observationnelle


119

Page 3 sur 128

Historique des modifications

HISTORIQUE des MODIFICATIONS depuis la Version 1

Philippe

FAUSTIN


1

23/07/2017

1ère diffusion

Page 4 sur 128

1

Préambule

Nous présentons ci-après, la

théorie et

un certain nombre d'exercices

divers de Mécanique des Sols concernant les efforts de

MURS, PAROI

une

poussée sur les

méthodologie de vérification de calculs de

par

la

problématique liée au

méthode

de

type

élasto-plastique,

la

STABILITE de PENTE , et d’EPUISEMENT de

FOUILLE

afin d'aider

concevoir

des

l'ingénieur concepteur

structures

l'


interagissant

avec

le

quand il doit

SOL,

selon

.

Page 5 sur 128

2


Stabilité – équilibre

Niveau de l’eau (préciser)


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2.1

PRESSION

NEUTRE OU AU REPOS

Soit un cube dans un terrain plat horizontal, l'écran ne bouge pas.

sol au repos.


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Le coefficient de pression au repos K 0 est fonction :

De la mise en place du sol, naturel ou artificiel (si le compactage augmente, K 0 augmente). Du champ de contraintes ("histoire").

De la variation de la teneur en eau, W

Sols gonflants : si w augmente ,

K0 augmente. v =

. z

en l'absence d'eau

Le coefficient de poussée au repos Ko peut être déterminé selon les modalités suivantes :

a) à partir, d'ess ais triaxiaux drainés :

'/1 - v ' Ko = v

' = coefficient de Poisson v

b) en utilis ant la formule si mplifiée s uivante : Ko = 1 - sin φ’ ; formule pour un terre-plein horizontal. &

Ko = (1 - sin φ’).(1 + sin β) ; formule pour un terre-plein incliné à β sur l'horizontale

(La poussée calculée est alors parallèle à la pente du terre plein). Ces formules conviennent pour tous les sols granulaires ou les sols argileux normalement consolidés, pour lesquels Ko est toujours inférieur ou égal à 1. Pour les sols argileux surconsolidés (σ'p > σ'z), Ko peut être supérieur à 1. Dans ce cas la formule b) ci- dessus ne s’applique pas .


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Poussée

Le sol pousse sur l'écran et le met en poussée. Le sol se déplacera jusqu'à ce que la contrainte initiale σ’ho diminue, le sol se décomprime, pour atteindre une valeur limite σ’a (équilibre actif ou inférieur) inférieure à

σ’ho Par rapport à l’état initial, la contrainte σ’Vo étant constante, la contrainte horizontale σ’ho diminue jusqu’à ce que le cercle de Mohr devienne tangent à la droite de Mohr -

Coulomb pour une valeur de σ’h = σ’a . (CF. FIG CI-APRES). Le sol est à l’état de poussée, la contrainte de poussée est reliée à la contrainte

verticale σ’Vo, dans le cas d’un écran vertical sans frottement sol -écran, par le coefficient de poussée Ka (a comme actif). σ’a = Ka . σ’Vo


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Butée De manière identique le sol à l’état de butée, la contrainte de butée est reliée à la

contrainte verticale σ’v, dans le cas d’un écran vertical sans frottement sol-écran, par le coefficient de butée Kp (p comme passif). Soit σ’p = K p σ’vo

K a < K 0 < K p

Nous avons donc : Avec :

.

Ka, coefficient de poussée active

. Kp, coefficient de poussée passive (butée) Lorsque l'écran s'écarte Se rapproche

poussée active

poussée passive


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quelques exemples de valeurs de K 0 en fonction de

:

D’après Bishop :

Sable peu compact saturé

0,46

32°

Sable compact saturé

0,36

40°

Argile compactée

0,42.0,66

35°…20°

Argile remaniée

0,64.0,70

21°…17°

2.2

PRESSION

ACTIVE DES TERRES


Page 11 sur 128

D REECCA LEESS H HYYPPO GEEO SO DEESSSSIIN N R APPIITTU ULLA AN NTT L OTTH HEESSEESS G OM MEETTRRIIQ Q U UEESS S OLL--PPA AR RO OII

Les contraintes de poussée P et de butée B sont calculées comme suit :

P = Ka.( B = Kp.(

' h + q ) – A.C + u (poussée) . ' h + q ) + A’.C + u (butée)

Avec :

A = (1-Ka.cos )/tg '

et

A'= (Kp.cos -1)/tg '

u = pression interstitielle ' = sat - w = poids volumique déjaugé


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2.3

PRESSION

ACTIVE DES SURCHARGES

SURCHARGE SEMI-INFINIE LIMITEE SUR UN PLAN HORIZONTAL .

q = surcharge dîte de Caquot Contrainte horizontale max: Ka.q


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SURCHARGE LINEAIRE VERTICALE .

x

On suppose que la contrainte est maximale en A F'a= F. tg( /4 - '/2)

On pose x=distance origine de 0 à F F'a s'exerce à : {2.tg( ')+tg( /4 + '/2)}/3


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Soit pour :

' =35 ° à 1,11.X ' =30 ° à 0,96.X ' =25 ° à 0,83.X ' =20 ° à 0,72.X & F'a= F. tg( /4 - '/2)

' =35 ° F'a=0,52.F ' =30 ° F'a=0,58.F ' =25 ° F'a=0,64.F ' =20 ° F'a=0,70.F


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SURCHARGE CAS D’UN TALUS .

La norme N P 9 944 2 28822 recommande d’évaluer les effets d’un talus conformément au NF F P modèle de Houy comme le schématise la figure ci-dessous :


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SURCHARGE LOCALE VERTICALE.


Page 17 sur 128

On considère une répartition uniforme dans les 2 directions à 27° (arctg ½) en plan et en coupe.


Page 18 sur 128

2.4



Page 19 sur 128


Page 20 sur 128

Formulation de la détermination de K a s elon C A QUOT- K E R IS E L


Page 21 sur 128

EXER CICE 1

On considère un mur de soutènement tel que :

(cf. page 17) H = hauteur paroi de 5 m Pas de poussée d'eau; drainage assuré. Sol tel que :

Poids volumique

3

= 20 kN/m

Angle de frottement interne '= 30° Cohésion C' =0 kN/m2 Valeur de la pous s ée maximale active des terres ?


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R éponse - E XER CIC E 1

Si

dans ce cas Ka = tg2( /4 - '/2) Ka=0,333=1/3 Et pour :

' =35 ° Ka=0,271 ' =25 ° Ka=0,406 ' =20 ° Ka=0,490 ' =15 ° Ka=0,589 ' =10 ° Ka=0,704

P = poussée en fonction de z (profondeur) = P = ka. Z= 0,333.2.Z=0,666. Z = si Z=5 m, On obtient p(5)= 3,33 t/m² Poussée totale sur la paroi, H= 3,33.5/2=8,33 t/ml de paroi.


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EXER CICE 2

On considère un mur de soutènement tel que :   2/3' Inclinaison poussée sur parement béton H=5m

Pas de poussée d'eau ; drainage assuré Sol tel que :

Poids volumique  =20 kN/m3 Angle de frottement interne ' =30 ° Cohésion C' =0 kN/m 2 Valeur de la pous s ée maximale active des terres ?


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R éponse EXER CICE 2

2/3 '

Dans ce cas Ka=0,300 P = poussée en fonction de

z (profondeur) =

ka. Z

Si Z = 5 m, on obtient p(5)=3,00 t/m²


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EXER CICE 3

On considère un mur de soutènement tel que : 

 2/3'

angle Inclinaison talus

 

Cas 1 Inclinaison poussée

 2/3'

Cas 2 Inclinaison poussée

H=5m Pas de poussée d'eau; drainage assuré Sol tel que :

Poids volumique  =20 kN/m3

Angle de frottement interne ' = 30 ° Cohésion C' =0 kN/m 2 Valeur de la pous s ée maximale active des terres ?


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Cas 1 : 2/3 ' Inclinaison talus

Cas 2 : 2/3 ' 2/3 '


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C as 1 : P = poussée en fonction de z (profondeur) = P = ka. Z=0,447.2. Z= 0,894.Z t/m²

Si Z=5 m, p(5)=4,470 t/m²

&

Cas 2 : P = poussée en fonction de z (profondeur) = P = ka. Z=0,414.2. Z= 0,828.Z t/m²

si Z=5 m, p(5)=4,140 t/m²


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EXER CICE 4




Cas 1







 2/3' Cas 2

H=5m

talus infini

t = talon arrière 3 m

Pas de poussée d'eau Sol tel que :

Poids volumique  = 20 kN/m3 Angle de frottement interne '= 30° Cohésion C' = 10 kPa

Prise en compte de la cohésion C'

Valeur de la pous s ée maximale active des terres ?


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Cas 1 soit Ka=1/3

P = Ka.( . ' h + q ) – ((1-Ka.cos )/tg ').C' + u (poussée)

P = poussée en fonction de z (profondeur) = p=ka0. Z-(1-ka.cos ).C'/tg' p=0,333. 2.Z-(1-0,333).1,0/tg30°= p=0,666.Z -1,155 t/m² Nous obtenons p=0 pour Z0 = 1,732 m Ceci signifie que la poussée s’ exerce sur la paroi partir de Z0 = 1,732 m.

Soit p(5)=0,666.5 -1,155=2,179 t/m²

Cas 2 Avec talus infini incliné de 20° 2/3 '


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Ka0=0,333=1/3 Ka=0,447

H1 = 5 m Si talon arrière du mur tel que t = 3m Alors :

H2=5,0+3,0.tg20°=6,092 m

'talus incliné de 20°'

En partant de H2 à 6,092 m de la ligne ABC


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Origine O des poussées :

p=0,666.Z-1,155 t/m²= & du sommet du mur

p=0,447.2.Z-(1-0,447).1/tg30°= p=0,894.Z-0,9578 t/m² Ces 2 droites se coupent en A1 tel que :

0,666.Z1-1,155 =0,894.Z1-(0,894*1,092)-0,9578 Soit : Z1=3,417 m (par rapport à 0) ou 3,417-1,092 = 2,325 m par rapport à la tête du mur :


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Soit : p(0) =0 p(A1)=0,666.(Z=3,417 m)-1,155=1,121 t/m² p(B) =0,666.(Z=6,092 m)-1,155=2,902 t/m


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EXER CICE 5

SOL STRATIFIE On considère un mur de soutènement tel que : 





Pas de poussée d'eau; drainage assuré Sol tel que :

Poids volumique  = 20 kN/m3 Sol 1 de 0 à 3 m :

Angle de frottement interne ' =25 ° Cohésion C' =0 kPa

Sol 2 de 3 à 6 m :

Angle de frottement interne ' =30 ° Cohésion C' =15 kPa


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Pour  



' =25 °

Soit ka=0,406 Pour    ' =30 ° Soit ka=0,333 p(0) =0 p(3-)=0,406.2.3=2,436 t/m² p(3+)=0,333.2.3-(1-0,333).1,5/tg30°=0,268 t/m² p(6) =0,268+0,333.2.3=2,268 t/m²


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EXER CICE 6


  

Surcharge Caquot en tête, q = 10 kPa = 1 t/m² H = 5 m, t = talon arrière 3 m Pas de poussée d'eau; drainage assuré Sol tel que :

Poids volumique  =20 kN/m3 Angle de frottement interne ' =30 ° Cohésion C' =10 kPa Prise en compte de la Cohésion C' et de q Valeur de la pouss ée maxi male active des terres ?


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Pour   





' = 30 °

Soit ka = 0,333

Poussée terres p(0) = 0 p(5) = 0,333.2.5-(1-0,333).1,0/tg30° = 2,179 t/m²

On obtient p = 0 pour Z0 = 1,732 m Ceci signifie que la poussée s'exerce sur la paroi qu'à partir de Z0 = 1,732 m.

Poussée surcharge uniforme type Caquot Poussée diagramme uniforme p(0)=p(5)=0,333.1,0=0,333 t/m²

Récapitulatif :

Poussée terres p(0)=p(1,732)=0 p(5)=2,179 t/m²

Poussée surcharge uniforme type Caquot p(0)=p(5)=0,333 t/m²


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EXER CICE 7

On considère un mur de soutènement tel que : 





Surcharge Caquot en tête, q=10 kPa=1 t/m² H= 5 m

Prise en compte d'une poussée d'eau à 1 m de profondeur Sol tel que :

Poids volumique  =20 kN/m3 Poids volumique ' déjaugé - w 3

=20-10=10 kN/m

Angle de frottement interne ' =30 ° Cohésion C' =10 kPa Prise en compte de la Cohésion C', q, poussée hydrostatique Valeur de la pouss ée maxi male active des terres ?


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Pour 





' =30 °

Soit ka=0,333=1/3

Pouss ée terres S OL DEJ AUG E à Z = 1 + m p(0)=0 p(1-)=0,333.2.1-(1-0,333).1,0/tg30°=-0,488 t/m² Soit p(1-)=0 t/m²

p(1+)=0,333.1.1-(1-0,333).1,0/tg30°=-0,821 t/m² Soit p(1 +)=0 t/m²

EAU à -1 m

à partir de z=1 m p(z0) est positif pour 0,333.z0.1-0,488 = 0, soit z0=1,4641 m p(1,4641+1=2,4641m)=-0,488+0,333.1,4641.1=0 p(5) =0,333.(4-1,4641=2,5359).1=0,845 t/m²

Pouss ée hydros tatique p(1+)=0 p(5) =4 t/m²


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Pous s ée s urcharg e uniforme type Caquot p(0)=p(5)=0,333.1,0=0,333 t/m² Récapitulatif :

Pouss ée terres +eau p(0)=p(1-)=0 t/m² p(2,464)=1,464 t/m² p(5)=4,845 t/m²

Pouss ée s urcharg e uniforme type C aquot p(0)=p(5)=0,333 t/m²


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3


3.1 De type

INVESTIGATION

DE SOL

G AV G22 A VP P au minimum selon la NF P 94 500.

si ce n'est pas le cas, il faut demander une extension de mission de type G2 PRO

Rappel de la norme ci-après :


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3.2

MODÉLISATION

DU TALUS

Elle comprend : géométrie, caractéristiques mécaniques des sols (à court terme, & long terme).

ce sont les valeurs de

:

,

’, Cu,

u,

C',

'

Un sol est un mélange :

. d’éléments solides : provenant de la désagrégation mécanique et/ou chimique d’une roche mère. On distingue les minéraux non argileux (ayant le même comportement que la roche mère : Sols pulvérulents), les minéraux argileux ( kaolinite, illite et montmorillonite) et le sols organiques (vases et tourbes),

. d’eau

: sous plusieurs formes (eau de constitution, inter-feuillets,

liée et libre).

. de gaz

: contenu dans les vides, c’est l’air pour un sol sec ou mélange d’air et de vapeur d’eau pour un sol humide.


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Les paramètres intrinsèques c' et ϕ', et cu La cohésion c' • résistance au cisaillement sous contrainte normale nulle résistance propre de la structure (liaisons physico-chimiques)

• sols grenus : c' = 0 • sols fins : c' L'angle de frottement ϕ' • glissement grain sur grain • sols grenus : dépend de l'état de compacité du

sol : variable en fonction de la nature minéralogique des grains • sols fins

ϕ' ( ) est l’angle du talus naturel La résistance au cisaillement non drainée C u • pas une caractéristique intrinsèque • régime non drainé • dépend de l'état de consolidation du matériau


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Page 45 sur 128


Page 46 sur 128

Les différents types de cercles de rupture :


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Page 48 sur 128

Exemple de glissement et rupture dans un Talus


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Exemple de rupture au niveau d’une falaise de craie ANTIFER (France)

Karst superficiel, c’est-à-dire de formes résultant de la dissolution de la roche calcaire par les eaux de surface qui s’enfonce dans les puits de dissolution. Mélangé à des restes de la couverture tertiaire de la craie, il constitue l’ Argile à Silex . A droite, les vestiges du grand effondrement de falaise qui s’est produit le 15 juillet 2013.


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Type de nappe, niveaux d'eau, type d'écoulement

(à tenir compte dans l’analyse globale)


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Stabilité :

Critère de rupture : MOHR-COULOMB La résistance au cisaillement est égale à : C'+

( -u).tg '

Avec C' cohésion et angle de frottement '  =contrainte totale

u =pression interstitielle


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Stabilité des pentes :

Facteur de sécurité FS égal à:

Résistance disponible

/ Résistance

mobilisée S

Résistance mobilisée : contrainte de cisaillement totale ou moyenne S mobilisée

par le poids de la pente. Résistance disponible : contrainte de cisaillement totale ou moyenne critique

déterminée à partir du critère de rupture

C+ .tg

correspondant à la

résistance que le sol peut développer .


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4 4.1

APPROCHE EUROCODE 7 GENERALITES


Page 55 sur 128


Page 56 sur 128

L'ANNEXE IMPOSE EN

NATIONALE

A

EN

1997-1

FRANCE LES APPROCHES 2 ET 3.


Page 57 sur 128


Page 58 sur 128


Page 59 sur 128

APPROCHE 2 : pondération des actions et/ou des effets des actions, et des

résistances du terrain,

Soutènements, fondations combinaison A1 (+) M1 (+) R2

A1 1,35 (Gdéf ) +1,50 (Qdéf ) M1 1,0 (C' et tan') 1,0 ( ) SOL étant caractérisé par :

Poids volumique  = kN/m3 Angle de frottement interne ' = ° Cohésion C' = kPa R2 tel que FS>1,1 APPROCHE 3

: pondération des actions et/ou des effets des actions, et des

paramètres de résistance du terrain.

Stabilité globale, ouvrages en sols renforcés,

Combinaison A1 ou A2(+)M2(+)R3 A1 1,35(Gdéf ) +1,50 (Qdéf ) SOL caractérisé par : 3

Poids volumique  = kN/m

Angle de frottement interne ' = ° Cohésion C' = kPa


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M2 1,25 (C') Tel que

(tan')/1,25

1,0 ( ) R3 tel que FS>1,0

Méthode avant EC7 FS <1 Instable

et

FS exigé

FS >1 Stable

>1,5 Phase définitive >1,3 Phase provisoire

4.2


Sans nappe SOL caractérisé par :

Poids volumique  = kN/m3 Angle de frottement interne ' = ° Cohésion C' = kPa

FS=coefficient de sécurité {C'+

H.Cos² Tan '}/ H.Sin Cos


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inclinaison de la pente du talus


Page 62 sur 128

Avec nappe

SOL caractérisé par :

Poids volumique

3

 = kN/m

Angle de frottement interne ' = ° Cohésion

C' = kPa

FS = coefficient de sécurité FS =2C'/ h.Sin2 + {1-

w.hw/


h}* Tan '/Tan

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EXERCICE 1

4.3

EXERCICES

On considère un talus infini :

Surcharge Caquot en tête, q =10 kPa=1 t/m² H=2,5 m

pas d'eau

Sol tel que :

Poids volumique

3

 =17,0 kN/m

Angle de frottement interne ' =25 ° Cohésion

C' =10 kPa

Inclinaison talus de 25° par rapport substratum =   =25 °

Valeur de FS ?


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R éponse EXE R CICE 1

Méthode avant EC7 Cas sans surchage H.Cos² Tan '}/ H.Sin Cos

FS = {C'+ 3

 =17 kN/m ' =25 ° C' =10 kPa  =25 ° H =2,5 m

Soit FS = 1,61 >1,50 OK

Cas avec surchage de 10 kN/m² FS= {C'+ ( H+s).Cos² Tan '}/( H+s) Sin Cos  =17 kN/m3 ' = 25 ° C' =10 kPa  = 25 ° H = 2,5 m s = 10,0 kN/m²

Soit FS = 1,50 pour une augmentation de charge de 24%, FS diminue de 7%.


Page 65 sur 128

Méthode avec EC7 Cas sans surchage Approche 2 FS={C'+1,35. H.Cos² Tan '}/1,35. H.Sin Cos 3

 =17 kN/m ' =25 ° C' =10 kPa  =25 ° H = 2,5 m

Soit FS = 1,46 > 1,10 OK

Cas avec surchage de 10 kN/m² FS= {C'+ (1,35. H+1,50.s).Cos² Tan '}/(1,35. H+1,50.s) Sin Cos  =17 kN/m3 ' =25 ° C' =10 kPa  = 25° H = 2,5 m s = 10,0 kN/m²

Soit FS = 1,36 > 1,10 OK


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Cas sans surcharge Approche 3 FS = {C'+1,35. H.Cos² Tan '}/1,35. H.Sin Cos  =17 kN/m3  =17 kN/m3

' =25 ° C' =10 kPa C' =10/1,25=8 kPa

 =25 °

H =2,5 m ' tel que (tan25°)/1,25 '=20,458 °

Soit FS = 1,16 > 1,00 OK

Cas avec surcharge de 10 kN/m² FS = {C'+ (1,35. H+1,50.s).Cos² Tan '}/(1,35. H+1,50.s) Sin Cos

 =17 kN/m3  =17 kN/m3 ' =25 ° C' =10 kPa C' =10/125=8 kPa  =25 ° H = 2,5 m s=10,0 kN/m² ' tel (tan25)/1,25 '=20,458 °

Soit FS = 1,09 > 1,00


Approche 3 plus défavorable

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4.4


Pour faciliter la tâche nous vous fournissons ci- après l'abaque de TA YLOR BIAREZ qui permet l'obtention de FS.

On considère un talus de hauteur H de pente Avec un Sol tel que : 3

Poids volumique

= kN/m

Angle de frottement interne

'=°

Cohésion


C' = kPa

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On calcule Ns=

C',

OA correspond à 1/Ns et 1/tan' ou '. Le point B sur OA correspond à 

Le coefficient de sécurité est égal à :


FS=OA/OB

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EXERCICE 1

4.5

EXERCICES

On considère un talus selon le modèle TALREN logiciel de TERRASOL

Suivant (cf. page suivante) ; les caractéristiques mécaniques des sols sont synthétisées dans le tableau situé généralement en haut à gauche. Nous allons déterminer FS pour un cercle de pied interceptant le sol n°1 (marron). Les segments du maillage du profil sont numérotés ainsi que les nœuds origine et extrémité (cf. Modèle). Soit :

Surcharge sur talus : 5 kPa H = 4,3(mesuré)*189=8,3 m pas d'eau Sol tel que :

Poids volumique  = 18,0 kN/m3 Angle de frottement interne ' =25 ° Cohésion C' = 1,50 kPa Inclinaison talus de Arctg (4,2/6,6) = 32,5°


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R éponse E XER CICE 1

Méthode avant EC7

OA correspond à 1/Ns et 1/tan',

Ns= H  C'=18*8,3/1,5=99,6

1/Ns=0,01

Soit OA=6,45 et OB=7

Fs = 6,45/7 = 0,92 pour 0,9 obtenu par Talren < 1.5


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R éponse EXE R CICE 1 Méthode EC7

Approche 3

Sol tel que :

Poids volumique  =18,0 kN/m3 Angle de frottement interne ' = Tel que tan (25 °)/1,25 soit ' =20,458°

Cohésion C' =1,50/1,25=1,2 kPa Inclinaison talus de Arctg (4,2/6,6)=32,5° Ns = H  C'=18*8,3/1,2 = 124,5 1/Ns = 0,008

Soit OA = 5,15 et OB = 7

Fs = 4,5/5 = 0,9 Talren < 1,0


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5 Approche du calcul de type élasto-plastique pour une paroi 5.1

PRESENTATION

Ce chapitre a pour objet de présenter une méthodologie de compréhension des calculs de justification d'écran ou de paroi, où est utilisé un logiciel de calcul avec équilibre

élasto-plastique.

Les logiciels habituels type RIDO , K-REA, DENEBOLA, PAROI , GEOSTAB (liste non exhaustive) permettent d’analyser un soutènement plan (continu ou non) ou

circulaire, par la méthode de la poutre sur appuis élasto-plastiques. Il s’agit

d’étudier le comportement des écrans de soutènement (efforts internes et

déformations) soumis à une série de phases de construction.

5.2

METHODE DE CALCUL


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Elle consiste en la constitution d’une matrice de rigidité comprenant les éléments de poutre représentant la structure de l’écran, les ressorts modélisant le sol dans une

phase élastique et les éléments de liaisons extérieures (radiers, butons, tirants, dalles, ....). Le calcul reprend phase par phase l' historique des travaux de mise en place, car celui ci conditionne les efforts, notamment en raison des irréversibilités de comportement du sol. En phase élastique, les éléments correspondant au sol réagissent linéairement avec le déplacement jusqu’à atteindre soit un palier inférieur soit un palier supérieur, au -delà

desquels la valeur de poussée ou de butée du sol est constante. La méthode de calcul utilisée est la méthode de calcul aux coefficients de réaction de type MISS-K1 par référence à la norme d’application de l’Eurocode 7, fondée sur la modélisation des soutènements par des éléments de poutre sur appuis continus élasto-plastiques.


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5.3

BUT

Déterminer :

Les efforts internes Les déformations d’un écran de soutènement lors des différentes Phases d’excavation

Les efforts externes représentés par les réactions du sol. L’écran, de hauteur prédéterminée, (donc il s'agit ici de logiciel de vérification) est supposé de longueur infinie de telle sorte que l’analyse du sol est faite en déformations planes sauf dans le cas d’une enceinte cylindrique. L’écran peut avoir une ine rtie variable avec la profondeur. Le calcul des efforts de poussée ou de butée dans les ouvrages de soutènement doit tenir compte des paramètres et des facteurs suivants : 

le poids volumique des sols mis en évidence



la résistance au cisaillement des sols



le frottement entre les sols et l’ouvrage



l’inclinaison de la surface libre du sol à l’amont et à l’aval de l’ouvrage



les déformations et déplacements relatifs de l’ouvrage par rapport au sol



la présence d’une nappe d’eau



les types de surcharges à la surface du sol



les caractéristiques des ouvrages mitoyens (nombre de niveaux, type d'ouvrage et types de charges apportés)



les phases provisoires et définitives (E.L.S. et E.L.U.)



les caractéristiques des tirants, butons et des éventuelles risbermes.


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BUTONS

TIRANTS

RISBERMES


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5.4

REGLEMENTS

UTILISES

Les hypothèses hydro-géomécaniques du site utilisées dans la ou les notes de calcul de justification de la paroi doivent avoir reçues au préalable avant tout examen plus approfondi des documents, l'accord écrit du géotechnicien dans le cadre de la mission G2 A AVP et G2 P PRO selon la NF P 94-500.

5.5

HYPOTHESES

GEOMECANIQUES

GEOMECANIQUE (GEO)

Les hypothèses géotechniques retenues pour le dimensionnement de la paroi seront : en adéquation avec l'étude de sol (c'est à dire le Rapport d’étude de sol de type G2 PRO selon la NF P 94 500), et répondront aux

prescriptions de la NF P94-282 Norme Ecran de l'EC7.


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Remarques : Pour le calcul des écrans de soutènement, il sera fait le choix de l’approche de calcul

2 qui consiste à appliquer les facteurs de sécurité aux actions (ou à leurs effets) et aux résistances. Ainsi, dans le cadre de cette approche, les facteurs partiels pour les paramètres de sol sont tous égaux à 1,00. La méthode élasto-plastique consiste à supposer que le sol se comporte comme une série de ressorts élastiques de raideur

Kh (modélisation de Winkler ).

Le module de raideur Kh est fonction de EM Module du sol pressiométrique et de coefficient rhéologique du sol considéré. La valeur de est jointe dans le tableau ci-après :

E.I = rigidité de la paroi ramenée au ml (attention au paroi discontinue et en jambe de

pantalon). (Annexe F F d de lla N Nor me é écr an) :


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Dans le cas des parois continues le calcul du produit d'inertie E.I par ml d'une paroi 3

s'écrit EI=E.1.e /12

Avec : E : le module d’Young du béton (kN/m²) (m). e : l’épaisseur de l’écran

. Pieux circulaires de section pleine Le produit d'inertie EI des pieux par ml est calculé comme suit : EIpieux= E*I / eh

4

I= D /64

E : module d’Young du pieu (kN/m² ) eh : entraxe entre les pieux principaux (m) D : diamètre de chaque pieu (m).


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. Pieux

Profilés métalliques

Le produit d'inertie EI des pieux (profilés) par ml est calculé comme suit : Iprofilé : inertie du profilé (m4) Eacier : module d’Young de l'acier (kN/m²) eh : entraxe entre les profilés (m). Dans le cas des parois composites

Assimilées à des écrans continus uniformes avec sur la hauteur du voile réalisé (E.I) = (Epieu.Ip + Evoile. Ivoile)/d

d=espacement entre pieux


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Exemple : Cas des parois dites « berlinoises » On donnera le produit d’inertie des pieux rapportés au mètre linéaire

Le produit d'inertie EI des pieux mixtes par ml est le suivant :

Ebéton : module d’Young du pieu (kN/m²) EC2 eh : entraxe entre les pieux (m) D : diamètre de chaque pieu (m)

4

Iprofilé : inertie du profilé (m ) Eacier : module d’Young de l'acier (kN/m²)


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5.6

HYPOTHESES

DE CALCUL (STR/GEO)

Les phases de calcul principales sont généralement les suivantes :

-Phase p pr ovisoir e ccor r aux ttr avaux, re spondant a -Phase d déf initive, -Phase E Eaux H Hautes, -Phase S Sismique. A noter qu’en phase provisoire, provisoire, la poussée sera reprise par un système de butonnage

ou par des tirants. Arriver en fond de fouille, le plancher ou radier sera mis en butée contre la paroi, puis les butons seront déposés au fur et à mesure de la mise en place des dalles Béton armé du sous-sol. Les calculs sont effectués au moyen de logiciel de type élasto-plastique (modèle d’Interaction Sol- Structure au coefficient de réaction) qui donne les sollicitations et les déplacements des soutènements, ainsi que des diagrammes de poussée et de butée. Les soutènements sont calculés comme une plaque soumise à la poussée des terres et qui prennent appui :

dans lle s sol p par m de lla b butée s sous lle f f ond d de f f ouille. mobilisation d sur des

tir ants

et /ou

des

butons

en

phases

tr avaux

(pr ovisoir e). sur les plancher s de la str uctur e intér ieur e en phase de ser vice (déf initive).

L’action exercée par le terrain sur chaque face du soutènement est calculée en tenant com pte d’un comportement élasto -plastique irréversible des terrains modélisés par le schéma joint ci-après :


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: Les contraintes de poussée et de butée sur l e soutènement sont données par : Poussée limite

P = Ka.(Σ .h + q) – q) – c c

Butée limite

B = Kp.(Σ .h + q) + c

Phase élastique

P = K0.(Σ .h + q) + Kh.y


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Déplacement

(y)

Poussée au repos : p0 = K0. ’V

Détermination d de K K a & & K K p e en u utilisant lles ttables d de CAQUOT & & K K ER ISEL


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Dans le cas d’une paroi discontinue, les poussées du sol et de l’eau l’eau ne s’appliquent que sur une portion de la largeur de l’écran ( R compris entre 0 et 1), sur

une certaine hauteur hauteur précisée (de z1 à z2 dans le logiciel KREA par exemple). exemple).

Corrélativement la butée butée,, sur la même hauteur, appliquée sur la même largeur, peut être multipliée par un coefficient d’amplification C.

Cette action nécessite la définition des paramètres R et C, avec : o

R : largeur d’emprise de l’élément de soutènement / entraxe entre 2 éléments consécutifs


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o

C : largeur efficace de butée de l’élément de soutènement / largeur d’emprise de l’élément

de soutènement

Le produit des deux coefficients R.C ne peut dépasser 1 (100% de la largeur du mur considéré). De même manière le coefficient de réaction voit de même sa portée réduite. On a par exemple R = largeur d’emprise du pieu / entraxe entre deux pieux C = largeur efficace de butée du pieu / largeur d’emprise du pieu Cette action peut également s’appl iquer aux parois moulées avec «jambes de

pantalon» (sur la hauteur de ces jambes de pantalon).

Nous ne sommes pas favorables à cette méthode, qui pour nous ne peut être appliquée que si les caractéristiques mécaniques des sols sont parfaitement connues, ce qui est rarement le cas.

On

définit

la paroi en tant que paroi combinée. Dans ce cas , ce s ont les

propriétés moyennes du système qui sont prises en compte, et il n’y a donc pas lieu d’utiliser la poussée réduite : le soutènement est supposé continu par définition, et c’est bien la totalité des efforts de soutèn ement qui s ont repris par

le s ys tème équivalent


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Planchers béton et radiers

La raideur axiale d'un appui s'écrit

K=E.S/L.eh

selon l’ EC2 la valeur de E module d’Young moyen du béton (noté Ecm dans l’Eurocode 2 EC2) est la suivante :

Le module à long terme, dit module efficace dans l’EC2 vaut :

Le coefficient de fluage sera égal à 2 .

Soit

E long terme = Ecm /3 = 3,67537.(f ck+8)

0,3

si fcj=25 MPa on a E=10492 MPa ; S correspond à l'épaisseur moyenne du plancher ou radier en béton et L correspond à la longueur élastique = moitié de la portée. si S=0,25.1,00 m² (plancher de 25 cm) et de 6 m de portée. K= E.S/L.eh= 10492.10².0,25/3= 87433 t/m²


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Butons métalliques

Le système de butonnage provisoire de la fouille est souvent généralement composé de liernes et de butons traversants et/ou d’angles (cf. ci-dessous).

En conséquence, la raideur

K

retenue pour modéliser le système de butonnage

/

est calculée suivant la formule : K= (E*S*cos²i) L.eh par ml.

avec E = 210 000 MPa module Young acier S = la section du buton L = ½ de la longueur du buton © QUALICONSULT FORMATION

eh=espacement horizontal Page 92 sur 128

Les butons ne pourront être déposés que lorsque la structure aura pris le relais dans son rôle butonnant de phase service.

.

JUSTIFICATION DES BUTONS (STR)

Vérification des BUTONS, selon les règles françaises :

"CALCUL DES CONSTRUCTIONS METALLIQUES EN ACIER" C. M. 66, par la méthode de DUTHEIL (art. 13-40 et suivants).

ACIER DOUX DE CLASSE S235 POUR LES BUTONS PROVISOIRES Exemple Type de buton Tube Nuance d’acier S355

Limite élastique : f y 355 MPa par exemple

-Aciers de construction laminés à chaud et conformes à la norme EN 10025-2. -Aucun risque de déversement. -Pas de corrosion prise en compte étant donné le caractère provisoire de l’ouvrage.

Les butons sont calculés en flexion-composée sous l'action: . des efforts de compression résultant de la poussée des terres, des surcharges et de la charge hydraulique si existante,


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. des dilatations résultant des variations de température, . de la flexion résultant de leur poids propre.

Un coefficient de sécurité de 4/3 a été appliqué sur les contraintes.

= contrainte de compression = cs = contrainte de compression simple due à la poussée des terres, des surcharges et de l'eau

= contrainte de compression t hermique = contrainte de flexion sous poids propre k1

= coefficient d'amplification des contraintes de compression = limite élastique de l'acier des butons

E= module d'Young=210 000 MPa=21 000 kg/mm2=21 000 000 t/m2 L= longueur de flambement I = rayon de giration de la section

INFLUENCE DES VAR IATIONS DE TEMPERA TURE selon l'article 1.141 des CM 66

La variation de température est prise égale à ± 27° correspondant à une variation de longueur de ± 0,3 mm/ml.


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La contrainte résultant n d'une telle dilatation se calcule par la formule:

n=E.i E= module d'Young

2

=21 000 000 t/m

i = allongement unitaire =0,3 mm/ml soit n

=63 MPa= 6300 t/m2

v aleur non n né g l g i eable

LONGUEUR de FLAMBE ME NT La longueur de flambement Lcr d’une barre en compression est la longueur d’une barre articulée (extrémités maintenues latéralement mais libres de pivoter dans le plan de flambement) par ailleurs similaire qui a la même charge critique de flambement élastique. En l’absence de renseignements plus précis, il est possible d’adopter, de façon sécuritaire, la longueur de flambement théorique pour le calcul du flambement critique élastique.


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. égale à la longueur effective du BUTON mesurée selon son axe. Dans le sens de la sécurité, on néglige toute réduction de cette longueur due à l'effet d'encastrement partiel provenant du mode de fixation des butons sur la paroi, par exemple par barres scellées et écrous de serrage des plaques d'appui

Exemple


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L=7,20 m longueur du buton tube (M sous poids propre) soit M=P.L²/8=0,058.7,20²/8=0,37584 t.m/ml, f = M/I/v=521,47 t/m² =5,2147 MPa Effort normal de 440 KN E L S à reprendre cs

= N/A=440/74,27=59,24 MPa = contrainte de compression =

= 59,24+63=122,24 MPa

= élancement=L/i=720/13,93=51,68701 = contrainte critique d’EULER=

².E / ² =775,81162 MPa

=775,81162 /122,24=6,34663

Il faut vérifier

k1=1,05945

kf=1,26552

:

(1,05945. 122,24+1,26552. 5,2147).4/3=182


MPa < 355 MPa

VERIFIE

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. JUSTIFICATION DES LIERNES (STR)

Les liernes métalliques en général de type HEA ou HEB sont calculées comme des poutres simplement appuyées sur les pieux espacés de l et le sol, soumis à l’effort ponctuel des butons métalliques P ou de tirants.


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Le moment maximum de flexion dans les liernes provisoires est égal à :

Mmax= 1,35.P.l/4

puis on vérifie

f=Mmax /I /v<

e acier

. JUSTIFICATION DES FIXATIONS DES BUTONS SUR LA PAROI Les liernes reposent directement sur les pieux. Ainsi, la liaison mécanique est assurée par le scellement de barres hautes adhérences de classe Fe E 500 dans les pieux à condition de vérifier l’inégalité suivante :

FW,Ed ≤ FW,Rd = ASW x f yk / s Avec : -FW,Ed : valeur de calcul de l’effort de cisaillement exercé dans le scellement soit l’effort de cisaillement pondéré ELU -ASW : section d’acier cisaillée -f yk : limite élastique caractéristique de l’acier soit 500 MPa pour un acier HA de nuance FeE500 - s : coefficient partiel relatif à l’acier soit 1,15 pour des situations de projet durables ou transitoires


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REGLES CM66

Exemple CAS 1 - BUTON supérieur

Longueur du profilé=6,5 m incliné de 33° par rapport à la verticale, Espacement 6 m N= 50,91*6m*cos 57°=166 kN


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CAS 2 - BUTON inférieur

L = 4,5 m incliné de 60° par rapport à la verticale, espacement 3 m N = 118,63*3m*cos 30°=308 kN Soit

HEB 400

TIRANTS Les tirants d'ancrage sont définis à partir des résultats obtenus par le calcul de soutènement.

Un tirant d'ancrage est un dispositif capable de transmettre les forces de traction qui lui sont appliquées à une couche de terrain résistante. Il est composé : d'une tête d'ancrage qui transmet les forces de traction de l'armature à la structure à ancrer par l'intermédiaire d'une plaque d'appui d'une

partie libre qui est la longueur d'armature comprise entre la tête

d'ancrage et le début du scellement © QUALICONSULT FORMATION

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d'une partie scellée qui est la longueur d'armature sur laquelle la force de traction est transmise au terrain environnant par l'intermédiaire du coulis de scellement.

Un tirant peut être actif ou passif : Passif , il n'est mis en tension que du fait de l'application à l'ouvrage des actions qui le sollicitent. Ce type de tirant n'a généralement pas de partie libre. Actif,

il est mis en charge préalablement à l'application des actions afin de limiter les

déformations. La capacité d'un tirant peut varier de quelques tonnes à plus de 1 000 tonnes. La gamme courante va de 20 à 200 tonnes. Les longueurs totales dépendent des caractéristiques des projets et vont de 10 à plus de 60 mètres. Les longueurs moyennes sont de 15 à 25 mètres. Exemple :

Toron T15,7 à sept fils , classe 1860 MPa Limite élastique à 0,1 % : 248 KN,

e = 1653 MPa.

Limite de rupture : 279 KN Section

: 150 mm2

Ils sont constitués de plusieurs câbles de haute limite élastique précontraints : torons. L'inclinaison est généralement comprise entre 25 et 45° Les tirants peuvent avoir un caractère définitif ou provisoire. Dans le cas du provisoire, la traction admissible est inférieure à 0,75 Tp.


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Selon les recommandations TA.95, un tirant permanent a une durée de vie supérieure à dix-huit mois et, suivant la norme NF EN.1537, une durée de vie supérieure à deux ans. L'armature des tirants permanents doit être protégée contre la corrosion de l'acier dont le risque augmente avec les contraintes en service. Ces mesures portent sur les trois parties du tirant; la protection doit être continue sur l'ensemble du tirant. Au sens du TA.95, la protection doit être du niveau P2. Zone d'ancrage : L'armature est scellée dans une gaine annelée plastique ou un tube métal. Partie libre

: Gaine plastique ou tube métal et produit de remplissage souple

entourant l'armature (ex : graisse, cire...). Tête

: Capot de protection plastique ou métal et produit de remplissage

généralement identique à celui de la partie libre. Pour le calcul de la raideur équivalent au tirant :

K=E*S/L.eh 7 E = Module d'Young de l'acier=2,1 10 t/m²

S = section L=Longueur élastique=longueur libre+1/2 longueur de scellement. eh=espacement horizontal

La norme d’application de l’Eurocode 7 pour les écrans de soutènement (NF P 94 282) sortie en 2009 impose explicitement le recours à un modèle de type Kranz pour la justification de la stabilité du massif d’ancrage d’un tirant scellé ou d’un tira nt ancré sur un contre-rideau.


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Cette vérification, parfois confondue à tort avec celle relative à la stabilité générale, vise à démontrer que la localisation des ancrages est acceptable et ne remet pas en cause les efforts considérés pour justifier la résistance et la stabilité de l'écran de soutènement. En d'autres termes, il s'agit de s'assurer que les tirants sont ancrés suffisamment loin de l'écran pour éviter toute interaction avec celui -ci. Par convention, on désigne par massif d'ancrage le massif de sol compris entre la face arrière de l'écran et le plan vertical passant par le point C.

La base du massif est une surface de rupture usuellement supposée supposée plane. Le point D correspond au point d'effort tranchant nul de l'écran et marque la base de la partie "active" de celui-ci. Le point C est le point d'ancrage "effectif". Pour un tirant scellé, ce point est confondu usuellement avec le milieu du scellement. Pour un tirant ancré sur un contre rideau, le point C est pris à la base de la partie active du contre rideau (pied du contre rideau quand celui-ci est court).


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5.7

DETERMINATION DE LA FICHE MECANIQUE (GEO)

PAROI auto stable

PAROI ancrée

Il faut montrer et justifier que la butée mobilisée sur la hauteur de la fiche mécanique est suffisante. Il faut vérifier l'inégalité suivante : Bt;d


< Bm;d

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C’est à dire que la valeur de calcul de la butée mobilisée est inférieure où égale à la

valeur de calcul de la butée mobilisable. Bt; d = valeur de calcul de la résultante de la butée mobilisée Bm; d = valeur de calcul de la résultante de la butée mobilisable

En fait il faut vérifier que le rapport entre la butée mobilisable et la butée mobilisée soit supérieure ou égal à : Modèle MISS selon EC7

Pendant les phases de travaux :

1,35*

R;b =1,1

= 1,485

Phase définitive

:

1,35*

R;b =1,4

= 1,890

Sous séisme

:

1,35*

R;b =1,1

= 1,485

5.8

STABILITE DU FOND DE FOUILLE

Condition de Renard solide

L'instabilité du fond de fouille se manifeste par la désagrégation ou le soulèvement du sol au cours de l'excavation et pendant l'épuisement de la fouille. Le problème se pose par exemple dans le cas des rideaux de palplanches derrière lesquels on creuse une fouille en rabattant progressivement la nappe au niveau de la fouille. Le massif de sol situé à la base de la palplanche se trouve soumis à une contrainte verticale de plus en plus faible, tandis que la sous- pression de l’eau augmente. La condition de stabilité du fond de fouille est une condition nécessaire pour déterminer la fiche minimale du rideau, mais pas suffisante pour assurer la stabilité du rideau.


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Gradient hydraulique

Entre les points P & Q

i=gradient hydraulique vertical=- h/l i= perte de charge/distance parcourue par le filet d'eau


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im=gradient hydraulique moyen= h/BCD

LOI DE DARCY


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Condition d de R Renar d L'équilibre vis à vis du phénomène de Renard est calculé conformément à la norme NF P 94-282.


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5.9

ESTIMATION DES DEBITS D'EXHAURE Les débits d'exhaure sont estimés par la méthode de Davidenkoff. Dans le cas où la base de la paroi n'est pas ancrée dans un sol de faible perméabilité formant «bouchon» mais dans un sol de perméabilité moyenne par exemple de type sable fin, un écoulement de contournement de l'écran aura lieu comme le schéma ci-joint :


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Exemple :

Soit une fouille rectangulaire de largeur B = 18 m, B/L=0,78 de longueur L = 23 m et une perméabilité K=2.10-4 m/s Substratum imperméable : - 36,0 Toit à l'extérieur

:

Toit à l'intérieur

:: -15,7


-2,0

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Nappe à l'extérieur : -2,0 Nappe à l'intérieur : -15,7 Pied de l'écran

: -32,0

On en déduit :

T1= 36-2=34 m T2= 36-15,7=20,3 m d1=32-2=30 m

d2=32-15,7=16,3 m

d1/T1=0,88

d2/T2=0,80

b=18/2=9 m

T2/b=20,3/9=2,256 La valeur de 1 est donnée par la courbe T2/b=0 en fonction de d1/T1=0,88 Soit

1 =1,90 La valeur de 2 est donnée par la courbe T2/b=2,256 en fonction de d2/T2=0,80

Soit

2=2,42

Soit pour une enceinte rectangulaire

B.L=18*23=414 m2

de rayon équivalent b= 11,48 m Le débit Q en fond d'excavation est égal à : Q= 2* *b*0,8*K* H/( 1 + 2)=132 m3 /h A comparer à la formule de SCHNEEBELI utilisée en première approche par les géotechniciens : -4

Q= 2,5*K* H*√S=2,5*2*10 *13,7*20,35=500 m3/h formule généralement conservatrice


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6

Méthode observationnelle

METHODE O OBSERVATIONNELLE s selon EC7 :

Demander la Mise en Place de cette procédure

L’Eurocode

7 (NF EN 1997-1) décrit dans le § 2.7

la

«Quand il est difficile de prévoir le comportement géotechnique d’un ouvrage, il peut être approprié l’approche connue sous le nom de méthode observationnelle dans laquelle la conception est revue pendant la construction ».

«les limites du comportement acceptable de l’ouvrages doivent être établies » (NF EN 1997-1 2.7 (2)P)


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Cette méthode doit être mise en par l’entreprise. Nous devons la demander.

place

Elle doit figurer dans le C.C.T.P. La Méthode Observationnelle, ou dimensionnement interactif, constitue donc une approche originale permettant d’adapter et d’optimiser les ouvrages en fonction des observations réalisées sur leur comportement lors de la construction.

 Seuil de vigilance : lorsque la valeur de déformation relevée atteint 50% la moitié de la valeur admissible

 Seuil d’alerte

: lorsque la valeur de déformation relevée atteint, par exemple, 75% de la valeur admissible

 Seuil d’arrêt

: lorsque la valeur de déformation relevée atteint ou dépasse la valeur admissible fournie par le maî tre d’œuvre. (Valeur non fournie par Qualiconsult)


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- PLAN D’INSTRUMENTATION et de SUIVI

Le plan d’instrumentation nous sera fourni par l’entreprise.

Il repose sur un ensemble de mesures qui devra être

retenu par le Maître

déformation du soutènement d’une part et celles du bâtiment mitoyen d’autre part. d’œuvre : la

Le suivi de la déformation du soutènement sera précisé par l’entreprise. Il pourra être basé sur des mesures inclinométriques par exemple. Les inclinomètres (qui s’apparentent à des tubes qui traversent les couches meubles et sont ancrés dans le substratum stable) se déforment au niveau de la surface de cisaillement, ce qui permet d’en déterminer la profondeur, et par conséquent l’épaisseur des masses en glissement.


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En phase terrassement, nous avec le phasage du terrassement.

préconisons

d’aligner

la

fréquence

Le suivi de la déformation du bâtiment mitoyen s’effectuera par la mise en place de cibles fixes dont le nombre assurera une représentativité; l’analyse des données sera hebdomadaire même si la fréquence d’acquisition est plus fine, sauf atteinte de seuils.

L’analyse sera faite par BET Structure des données de suivi des cibles et sera également intégrée dans le cadre de la méthode observationnelle.


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Les mesures topographiques devront être étalonnées avec des points fixes situés en dehors de la zone d’influence de la fouille.



Capteurs de vibration pour mesurer l’impact des engins de chantier à proximité d’un ouvrage sensible. Cela permet par exemple d’évaluer en temps réel l’impact d’une démolition au BRH, d’un renforcement de sol par compactage dynamique ou encore du fonçage d’une palplanche par exemple.


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Exemple de proposition de suivi :

La fréquence des mesures concernant ces dispositions sera la suivante:

.

Pour les mesures inclinométriques: Selon les phases

sensibles

du processus de réalisation de la fouille:

- Mesure 0 avant le début des terrassements qui servira de référence, - Mesures hebdomadaires selon l’avancement du chantier et jusqu’à la dépose du 1er lit de butons. Au moins une lecture à chaque phase de terrassement selon la note de calcul de stabilité, puis à chaque débutonnage. Arrêt prévu lors de la mise en place du plancher haut du R-1.

.

Pour les piézomètres:

- 1 ou 2 mesures avant démarrage du pompage, - relevés hebdomadaires par la suite jusqu’à la fin du terrassement.

ORGANISATION du SUIVI

En cas de dépassement des seuils, les alertes sont envoyées à l’ensemble des intervenants du chantier (Maîtrise d’œuvre, Maîtrise d’ouvrage, bureau de contrôle et entreprises) et bien sûr aux responsables du chantier.


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ACTIONS de SAUVEGARDE

Si le seuil d’alerte est atteint localement, la fréquence d’analyse des mesures sera augmentée.

S’il l’est en plusieurs points, il faudra prévoir un renforcement des ouvrages mitoyens (par étrésillonnage, étais et autres renforts) par le BET Structures (note de justification à fournir).

Exemple : pose étai façade mitoyen


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Exemple : étaiement ouverture


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Exercices de Géotechnique EUROCODE 7 Murs parois et stabilité de pente.pdf

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