GT22R1F1

Association Française du Génie Parasismique

GUIDE AFPS CONCEPTION ET PROTECTION PARASISMIQUES DES OUVRAGES SOUTERRAINS

publié avec le soutien du Ministère de l'Ecologie et du Développement Durable (MEDD / DPPR / SDPRM)

Siège social et secrétariat : 28, rue des Saints-Pères - 75343 Paris Cedex 07 Tél. 01 44 58 28 40 - Fax 01 44 58 28 41 - e-mail : [email protected] Site Internet (provisoire) : www.multimania.com/afps Site Internet (en préparation) : www.afps-seisme.org Association déclarée (loi du 1er juillet 1901) sans but lucratif - Non inscrite au registre du commerce - Siret 330631565 00026 - APE 731Z

AFPS / AFTES GUIDE

“CONCEPTION ET PROTECTION PARASISMIQUES DES OUVRAGES SOUTERRAINS”

Texte présenté par un groupe de travail mis en place par l’AFTES et l’AFPS et composé de : Francis WOJTKOWIAK (INERIS), co-animateur désigné par l’AFTES Jacques BETBEDER MATIBET (EDF), co-animateur désigné par l’AFPS avec la collaboration des membres du comité de rédaction du document : Bruno DARDARD (SNCF – Ouvrages d’art), Jean-François HEITZ (ANTEA), Christophe LEJARS (EEG-SIMECSOL), Alain PECKER (Géodynamique et Structure), André SCHWENZFEIER (CETU) et Thierry YOU (GEOSTOCK) ; et des membres des sous-groupes de travail : Jean-François BALENSI (DUMEZ-GTM), Guy BONNET (ENPC/CERCSO), Alain CAPRA (CAMPENON-BERNARD SGE), Bernard CASTELLAN (SETEC), Yvan CHARNAVEL (GDF), Jean Sébastien VAAST (EDF-TEGG), Ayumi KUROSE (LMS-Ecole Polytechnique), Michel PRE (SETEC/TPI). Les membres du groupe de travail remericent MM. : Guy COLOMBET (COYNE et BELLIER), Pierre DUFFAUT, Jean LAUNAY (DUMEZ-GTM), Yann LEBLAIS (EEG-SIMECSOL) de l’AFTES, et MM. Pierre-Yves BARD (LCPC/LGIT) et Jean-François SIDANER (COGEMA) de l’AFPS, pour les compléments qu’ils y ont apportés.

PRÉAMBULE Ces recommandations ont été élaborées par un groupe de travail mis en place par l’Association Française du génie Parasismique (AFPS) et l’Association Française des Travaux en Souterrain (AFTES). Ces deux associations ont regroupé différents spécialistes dont l’apport était nécessaire pour une approche pluridisciplinaire.

SOMMAIRE Pages

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1. INTRODUCTION GENERALE - - - - - - - - - - - - - - - - - - - - - - - 1.1 - OBJET ET RETOURS D’EXPERIENCE- - - - - - - - - - - - - - - - - 1.1.1 Objet - - - - - - - - - - - - - - - - - - - - - - - - - - - - - - - - - - - - 1.1.2 Retours d’expérience et synthèse des données disponibles - - - - - - - - - - - - - - - - - - - - - - - - - - - - - - - - 1.2 - DOMAINE D’APPLICATION- - - - - - - - - - - - - - - - - - - - - - - - 1.3 - STRUCTURE ET PRESENTATION DU DOCUMENT- - - - - - - 2. CARACTERISATION DU MILIEU HOTE - - - - - - - - - - - - - - - - 2.1 - PREAMBULE- - - - - - - - - - - - - - - - - - - - - - - - - - - - - - - - - - - - 2.2 - PRINCIPE GENERAL DE LA CARACTERISATION DU - - - - MILIEU HOTE - - - - - - - - - - - - - - - - - - - - - - - - - - - - - - - - - - - 2.3 - CLASSIFICATION DU MILIEU HOTE- - - - - - - - - - - - - - - - - - 2.4 - RECOMMANDATION PARTICULIERE - - - - - - - - - - - - - - - - 2.5 - CARACTERISTIQUES GEOTECHNIQUES COMPLE-

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MENTAIRES A ACQUERIR EN CONTEXTE SISMIQUE - - - - 2.5.1 Caractéristiques communes - - - - - - - - - - - - - - - - - - - - 2.5.2 Caractéristiques complémentaires relatives - - - - - - - - aux discontinuités du massif rocheux - - - - - - - - - - - - - 2.5.3 Caractéristiques complémentaires pour un sol hôte - - 2.6 - MOYENS PARTICULIERS D’OBTENTION DES CARACTERISTIQUES DYNAMIQUES POUR LA CONCEPTION PARASISMIQUE DES OUVRAGES SOUTERRAINS - - - - - - - - - - - 2.6.1 A partir de la mesure des vitesses de propagation des ondes P et S. - - - - - - - - - - - - - - - - - - - - - - - - - - - - 2.6.2 A partir de corrélations avec d'autres caractéristiques mesurées. - - - - - - - - - - - - - - - - - - - - - - - - - - - - - - - - - 3. ACTION SISMIQUE - - - - - - - - - - - - - - - - - - - - - - - - - - - - - - - 3.1 - MOUVEMENT VIBRATOIRE EN SURFACE OU AU VOISINAGE DE LA SURFACE - - - - - - - - - - - - - - - - - - - - - - - - - - - -

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“Conception et la protection parasismiques des ouvrages souterrains” SOMMAIRE (suite) Pages

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5. CONCEPTION GENERALE ET DISPOSITIONS - - - - - - - - - - 5.1 - PRINCIPES GENERAUX - - - - - - - - - - - - - - - - - - - - - - - - - - - 5.1.1 Conception - - - - - - - - - - - - - - - - - - - - - - - - - - - - - - - - 5.1.2 Adaptation au mouvement sismique : le joint sismique 5.1.3 Déformabilité et ductilité - - - - - - - - - - - - - - - - - - - - - - 5.2 - DISPOSITIONS CONSTRUCTIVES - - - - - - - - - - - - - - - - - - - 5.2.1 Dispositions générales- - - - - - - - - - - - - - - - - - - - - - - - 5.2.1.1 - Ouvrages superficiels- - - - - - - - - - - - - - - - - - - - - - 5.2.1.2 - Têtes des tunnels- - - - - - - - - - - - - - - - - - - - - - - - - 5.2.1.3 - Ouvrages profonds - Interfaces- - - - - - - - - - - - - - - 5.2.2 Dispositions particulières - - - - - - - - - - - - - - - - - - - - - - 5.2.2.1 - Traversée de failles actives - - - - - - - - - - - - - - - - - - 5.2.2.2 - Changement brusque de la rigidité du revêtement ou de l’encaissant - - - - - - - - - - - - - - - - - - - - - - 5.2.2.3 - Caissons immergés - - - - - - - - - - - - - - - - - - - - - - - 5.2.2.4 - Tunnels en voussoirs béton armé ou métalliques - - 5.2.2.5 - Tranchées couvertes - - - - - - - - - - - - - - - - - - - - - - 5.2.2.6 - Puits - - - - - - - - - - - - - - - - - - - - - - - - - - - - - - - - - - 5.2.2.7 - Liquéfaction des sols - - - - - - - - - - - - - - - - - - - - - - 5.2.2.8 - Eléments de second œuvre - - - - - - - - - - - - - - - - - 5.2.2.9 - Equipements - - - - - - - - - - - - - - - - - - - - - - - - - - - - -

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6. REFERENCES BIBLIOGRAPHIQUES - - - - - - - - - - - - - - - - - - -

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4.5.1Calcul forfaitaire - - - - - - - - - - - - - - - - - - - - - - - - - - - - - - - - 4.5.2 Calcul dynamique simplifié- - - - - - - - - - - - - - - - - - - - - 4.6 - VERIFICATIONS - - - - - - - - - - - - - - - - - - - - - - - - - - - - - - - - - 4.6.1 Vérifications vis-à-vis des actions selon l’axe du tunnel 4.6.2 Vérifications vis-à-vis de la distorsion et de l’ovalisation de la section droite - - - - - - - - - - - - - - - - - 4.7 - CAS DES OUVRAGES VERTICAUX - - - - - - - - - - - - - - - - - - - -

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4. CALCUL DES EFFETS DE L’ACTION SISMIQUE SUR LES OUVRAGES ENTERRES- - - - - - - - - - - - - - - - - - - - - - - - - - - 4.1 - COMBINAISONS D’ACTIONS - - - - - - - - - - - - - - - - - - - - - - 4.1.1 Combinaisons de calcul - - - - - - - - - - - - - - - - - - - - - - - 4.1.2 Facteurs d’accompagnement- - - - - - - - - - - - - - - - - - - 4.1.2.1 - Facteurs d’accompagnement applicables aux actions résultant de la fréquentation et de l’entreposage - - 4.1.2.2 - Facteurs d’accompagnement applicables aux charges d’exploitation de caractère industriel ou à celles des ouvrages d’art - - - - - - - - - - - - - - - - - - - - - - - - - - - - - - 4.1.2.3 - Cas d’annulation du facteur d’accompagnement - 4.2 - REPONSE D’UN OUVRAGE ENTERRE A L’ACTION SISMIQUE 4.2.1 Nature des actions sismiques à considérer - - - - - - - - - 4.2.2 Détermination des déformations ou déplacements imposés à l’ouvrage- - - - - - - - - - - - - - - - - - - - - - - - - - 4.3 - ACTION SISMIQUE SELON L’AXE DU TUNNEL : COMPRESSION ET FLEXION- - - - - - - - - - - - - - - - - - - - - - - - - - - 4.3.1 Déplacements et déformations en champ libre de la ligne matérialisant l'axe du tunnel - - - - - - - - - - - - - - 4.3.1.1 - Déplacement axial - - - - - - - - - - - - - - - - - - - - - - - - 4.3.1.2 - Déplacement transversal - - - - - - - - - - - - - - - - - - - 4.3.2 Sollicitations induites sur le tunnel - - - - - - - - - - - - - - - 4.3.2.1 - Cas de non prise en compte de l'interaction terrain-structure - - - - - - - - - - - - - - - - - - - - - - - - - - - - - - - - 4.3.2.2 - Cas de prise en compte de l'interaction terrain- structure - - - - - - - - - - - - - - - - - - - - - - - - - - - - - - - - 4.3.2.2.1 - Caractérisation de l'interaction - - - - - - - - - 4.3.2.2.2 - Tunnels de structure continue sur une longueur supérieure à la longueur d'onde sismique - - 4.3.2.2.3 Incidence de l'espacement entre joints - - - - 4.4 - ACTION SISMIQUE DANS LE PLAN DE LA SECTION DROITE : DISTORSION ET OVALISATION - - - - - - - - - - - - - - - - - 4.4.1 Distorsion en champ libre - - - - - - - - - - - - - - - - - - - - - 4.4.2 Efforts de distorsion et d’ovalisation induits dans le tunnel - - - - - - - - - - - - - - - - - - - - - - - - - - - - - - 4.4.2.1 - Cas de non prise en compte de l'interaction terrain-structure - - - - - - - - - - - - - - - - - - - - - - - - - - - - - - - - 4.4.2.2 - Cas de prise en compte de l'interaction terrain-structure - - - - - - - - - - - - - - - - - - - - - - - - - - - - - - - - 4.4.2.2.1 - Caractérisation de l'interaction- - - - - - - - - - 4.4.2.2.2 - Mode d'introduction de la sollicitation sismique - - - - - - - - - - - - - - - - - - - - - - - - - - - - - - - - - 4.5 - ACTIONS LOCALES - - - - - - - - - - - - - - - - - - - - - - - - - - - - - - -

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3.2 - MOUVEMENT VIBRATOIRE EN PROFONDEUR- - - - - - - - - 3.2.1 Valeurs de pic du mouvement vibratoire pour les ouvrages horizontaux profonds - - - - - - - - - - - - - - - - - 3.2.2 Spectres de réponse et accélérogrammes pour les ouvrages horizontaux profonds- - - - - - - - - - - - - - - 3.2.3 Mouvements vibratoires pour les ouvrages étendus dans le sens vertical - - - - - - - - - - - - - - - - - - - 3.3 - MOUVEMENTS DIFFERENTIELS IRREVERSIBLES - - - - - - - 3.4 - MAJORATION DE L’ACTION SISMIQUE POUR LES TUNNELS LONGS - - - - - - - - - - - - - - - - - - - - - - - - - - -

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7. LISTE DES ANNEXES ANNEXE 1 Identification et caractérisation de zones suspectes de liquéfaction - - - - - - - - - - - - - - - - - - - - - - - - - - - - - - - - - ANNEXE 2 Définition de l’action sismique en surface - - - - - - - - - - - - - - - ANNEXE 3 Détermination de l’amplitude des mouvements de faille - - - - ANNEXE 4 Approximation des mouvements sismiques par des ondes sinusoïdales- - - - - - - - - - - - - - - - - - - - - - - - - - - - - ANNEXE 5 Expression des sollicitations sismiques dans le plan de la section droite d’un tunnel circulaire - - - - - - - - - - ANNEXE 6 Comparaison entre les recommandations relatives aux canalisations enterrées et celles proposées ici pour les ouvrages horizontaux, les forages et les puits- - - - - - - - - - ANNEXE 7 Dispositions constructives vis-a-vis du risque sismique pour les ouvrages souterrains - - - - - - - - - - - - - - - - - - - - - - - - 7.1 - Synthèse des réponses au questionnaire d’enquête - - - - - - 7.2 - Principes et illustrations de dispositions constructives- - - - - -

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16 16 16 17 17 17 17 17

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“Conception et la protection parasismiques des ouvrages souterrains” 1.1.2 - Retours d’expérience et synthèse des données disponibles Différents auteurs (Dowding et Rosen, 1978 ; Dowding, 1979 ; Power et al., 1998 ; Kurose, 2000) ont analysé les retours d’expérience en termes de dommages subis par les ouvrages souterrains en zone sismique.

1.1.1 - Objet

En particulier, l’analyse menée par Power, Rosidi et Kaneshiro en 1998 sur 204 tunnels (tranchées couvertes exclues) situés aux Etats-Unis et au Japon montre des corrélations empiriques entre l’accélération mesurée en surface et les dommages observés en tunnel (figure 1.1.2.2). Les tendances suivantes se dégagent :

• jusqu’à un pic d’accélération de 0,2 g, les dommages sont très faibles ; • de 0,2 g à 0,6 g, des dommages lourds n’apparaissent que pour un tunnel non revêtu et un tunnel dont le revêtement n’est pas d’une technologie récente (bois ou maçonnerie) ; • de 0,6 g à 0,9 g, les dommages lourds sont survenus uniquement pour un tunnel en béton non armé. Les revêtements en béton armé ou en acier semblent convenir en zone sismique.

/A

Les recommandations parasismiques ont pour but de permettre la réduction du risque sismique grâce à la réalisation d’ouvrages capables de résister dans de bonnes conditions à des secousses telluriques d’un certain niveau d’intensité. Leur principal objectif est la sauvegarde du plus grand nombre possible de vies humaines en cas de secousses sévères. Elles visent aussi à limiter les pertes économiques, notamment dans le cas de secousses d’intensité plus modérée. Elles définissent les prescriptions auxquelles les ouvrages doivent satisfaire en sus des règles normales pour que ces résultats puissent être atteints avec une fiabilité jugée satisfaisante. En particulier, elles donnent le moyen de proportionner la résistance des ouvrages à l’intensité des secousses susceptibles de les affecter.

De cette enquête il ressort que :

• des réponses ont été fournies essentiellement pour les ouvrages routiers et ferroviaires, avec un exemple minier ;

Encore faut-il préciser que parmi les trois tunnels ayant subi des dommages lourds, dans un cas il s’agissait d’un glissement de

• certains ouvrages situés dans les zones sismiques ne font pas l’objet de vérifications sismiques particulières. En revanche, ces vérifications ont été conduites pour des ouvrages exceptionnels en zone de sismicité négligeable ; • les méthodes pseudo-statiques sont couramment employées ; • les combinaisons sismiques, de nature accidentelle, ne sont pas prépondérantes vis-à-vis des combinaisons classiques ; • les cas d’ouvrages parasismiques ayant subi un séisme sont trop peu nombreux pour conclure sur l’efficacité des dispositions adoptées.

FP S

Dans le cas particulier des ouvrages souterrains, il a souvent été dit que le fait de construire en souterrain était déjà une disposition parasismique. Sans que cet argument soit démenti par l’expérience, l’intérêt de la puissance publique et de nombre de communautés scientifiques pour les ouvrages situés en profondeur demandait une approche plus rationnelle du risque sismique sur les ouvrages souterrains.

En complément à cette analyse bibliographique, un questionnaire, adressé à différents maîtres d’œuvre et entreprises ou bureaux d’étude français ou étrangers, a permis de mieux cerner les pratiques actuelles. Un tableau synthétisant les réponses reçues à ce questionnaire est donné en annexe 7.

FT E

1.1 - OBJET ET RETOURS D’EXPERIENCE

terrain et, dans les deux autres cas, les dommages concernaient les parties peu profondes des tunnels.

S

1 - INTRODUCTION GENERALE

C.1.1.1.

En France, comme dans la plupart des pays étrangers, force est de constater la quasiinexistence de textes susceptibles d’orienter la conception des grands ouvrages souterrains vis-à-vis du risque sismique. On peut citer en exception à ce constat de carence :

A

• la Société Japonaise du Génie Civil qui édite un catalogue de dispositions constructives mises en œuvre sur différents chantiers (The Japan Society of Civil Engineers, 1992),

• de nombreuses publications relatives à la technologie parasismique des ouvrages souterrains de la côte ouest des Etats-Unis. Les niveaux de sismicité plus élevés pour ces pays comparés à ceux de la France et les techniques de base différentes incitent à considérer ces dispositions avec un certain recul.

Etat des dommages : aucun : aucun léger : fissures fines et légères, épaufrures modéré : idem léger, mais dommages plus prononcés lourd : effondrement partiel ou total du revêtement

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FIGURE 1.1.2.2 Corrélation entre accélération et dommages observés (Power, Rosidi, Kaneshiro in North American Tunnelling 98)

“Conception et la protection parasismiques des ouvrages souterrains”

Pour les ouvrages souterrains à géométrie plus complexe (stations, usines, cavités), certaines parties du document peuvent servir de guide au projeteur, notamment en ce qui concerne la définition de l’action sismique, mais les méthodes de calcul à utiliser sont à définir au cas par cas et sortent du cadre volontairement simple qui a été adopté. Pour les tunnels de longueur exceptionnelle, l’utilisation du document est a priori limitée aux études d’avant-projet.

1.3 - STRUCTURE ET PRESENTATION DU DOCUMENT

/A

Ne sont visés que les ouvrages appartenant à la catégorie dite à risque normal suivant la terminologie du décret n° 91461 du 14 mai 1991 relatif à la prévention du risque sismique (J.O. du 17 mai 1991).

Le quatrième chapitre traite du calcul des effets de l’action sismique sur les ouvrages enterrés. Des méthodes sont ainsi présentées pour déterminer les effets de l’action sismique selon l’axe longitudinal (compression et flexion) et dans le plan de la section droite (distorsion et ovalisation) du tunnel considéré. Des recommandations sont également données pour le calcul des effets locaux de l’action sismique, en particulier au niveau des structures secondaires et autres sous-systèmes supportés par la structure principale, ainsi que pour les vérifications de résistance à conduire sur les parties d’ouvrage en béton armé. Ces vérifications relèvent d’un processus itératif résumé, pour plus de clarté, dans un logigramme. Trois annexes complètent ce chapitre. L’annexe 4 présente quelques formulations mathématiques qui permettent l’approximation des ondes sismiques par des ondes sinusoïdales. L’annexe 5 donne l’expression des sollicitations sismiques et des coefficients de raideur dans le plan de la section droite d’un tunnel circulaire. L’annexe 6 fait la comparaison entre les recommandations, déjà publiées par l’AFPS, relatives aux canalisations enterrées et celles proposées ici non seulement pour les ouvrages horizontaux (tunnels) mais également pour les ouvrages verticaux (forages et puits).

Après une introduction constituant le premier chapitre, ces recommandations comportent quatre autres chapitres à caractère technique auxquels sont associées sept annexes.

A

FP S

Le deuxième chapitre est consacré à la caractérisation du milieu hôte, massif rocheux et/ou de sol au sein duquel l’ouvrage est réalisé. Dans ce chapitre, on trouve, en particulier, une proposition de classification du milieu hôte, l’inventaire des principales caractéristiques géotechniques complémentaires à acquérir sur le milieu hôte, lorsque l’ouvrage projeté se situe dans un contexte sismique, et des moyens d’obtention de ces caractéristiques dynamiques. L’annexe 1 est un extrait de la norme NF P 06-013 qui rappelle comment identifier et caractériser les matériaux susceptibles de se liquéfier sous sollicitations dynamiques (*).

Le troisième chapitre définit l’action sismique en surface et en profondeur à partir du mouvement vibratoire. Une formulation y est aussi proposée pour tenir compte de la majoration de l’action sismique dans le cas de tunnels dont la longueur est supérieure à cinq kilomètres. Pour compléter ce

ouvrages, documents techniques et articles scientifiques cités dans ces différents chapitres et annexes, dont les références bibliographiques complètes sont jointes à la fin du présent document. Sur le plan de la présentation générale, le texte principal de ces recommandations est assorti, en tant que de besoin, de commentaires (repérés par la lettre C et écrits en italique).

S

Les ouvrages visés par ce document sont essentiellement les ouvrages souterrains linéaires (tunnels, galeries, descenderies, puits) superficiels ou profonds, quelle que soit leur méthode de réalisation.

chapitre, on trouve, en annexe 2, la définition de l’action sismique en surface suivant la norme NF P06-013 et, en annexe 3, un rappel des formules de calcul prévisionnel de l’amplitude des mouvements le long de failles réactivées.

2 - CARACTERISATION DU MILIEU HOTE

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1.2 - DOMAINE D’APPLICATION

Le cinquième et dernier chapitre aborde la conception générale et les dispositions constructives parasismiques propres aux ouvrages souterrains. Après l’énoncé des principes généraux de conception et d’adaptation de l’ouvrage au mouvement sismique, des recommandations relatives aux dispositions constructives à caractère général puis particulières (traversée de faille, caissons immergés…) sont données. L’annexe 7 présente, sous forme d’un tableau, les réponses reçues par le groupe de travail dans le cadre d’une enquête sur les dispositions constructives vis-à-vis des risques sur les ouvrages souterrains et illustre les principes de certaines des dispositions constructives actuellement appliquées. Pour plus de précision concernant tel ou tel point abordé dans ces recommandations, le lecteur pourra utilement se reporter aux

2.1 - PREAMBULE

Il existe des conditions géologiques propices à des dommages d'origine sismique sur les ouvrages souterrains superficiels ou profonds : • zone faillée mobilisable sous séisme traversant l'ouvrage ; • juxtaposition de milieux géologiques aux contrastes importants de propriétés physiques et mécaniques ; • potentialité de liquéfaction des sols ; • présence de fluide interstitiel ; • anisotropie marquée du champ de contraintes local associée à un pendage élevé des familles de discontinuités. Les causes des dommages observés sur les ouvrages souterrains, résultant de ces contextes, sont principalement les déplacements irréversibles le long de failles, les importantes venues d'eau, les instabilités mécaniques aux débouchés des ouvrages souterrains et les tassements et rupture du sol par liquéfaction. Il est communément observé que la localisation des autres dommages coïncident avec les zones fracturées rencontrées pendant la construction de l'ouvrage souterrain. C.2.1 La présence d'une phase liquide sous pression dans la formation hôte est plutôt un facteur aggravant des dommages que peuvent subir les ouvrages souterrains en contexte sismique : • pour les sols, le risque de liquéfaction lié à une saturation en fluide interstitiel en est une parfaite illustration ; • en milieu rocheux, des variations significatives des conditions hydrauliques, consécutives à un événement sismique majeur, ont été observées mais le niveau de ces effets

(*) Cette norme est actuellement en vigueur en France pour les bâtiments. La définition du zonage sismique sur laquelle elle s’appuie est en cours de révision et la norme elle-même sera, à terme, remplacée par l’Eurocode 8.

-5-

“Conception et la protection parasismiques des ouvrages souterrains” C.2.3

ainsi que leurs conséquences sur les ouvrages sont difficilement prévisibles, par manque de retours d'expériences suffisamment documentés et en regard de l'échelle des phénomènes à modéliser.

recommandations de l’AFTES publiées en 1994 dans Tunnels et Ouvrages Souterrains n° 123.

a) Cette classification ne peut en aucun cas se substituer à des reconnaissances géotechniques adaptées à la taille et à la finalité de l'ouvrage souterrain. Il est vivement recommandé de n'utiliser cette classification que de manière indicative.

2.2 - PRINCIPE GENERAL DE LA CARACTERISATION DU MILIEU HOTE

2.4 - RECOMMANDATION PARTICULIERE En milieu rocheux, une attention particulière doit être portée à la description des interfaces entre formations géologiques différentes traversées par l'ouvrage, qui peuvent être des zones privilégiées de cisaillement sous sollicitation sismique.

Les reconnaissances géotechniques à mener pour l'implantation d'ouvrages souterrains en zone sismique comprennent celles qui seraient menées en contexte non sismique, assorties des recommandations et mesures complémentaires décrites ci-après.

S

b)Outre l'ajout des colonnes de valeurs des paramètres de fracturation RQD et ID, les écarts de la classification proposée par rapport à celle de la norme sont : • une classification plus discriminante suivant le degré de fracturation ou d'altération du rocher ;

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C.2.4.

Pour de plus amples informations concernant la description des massifs rocheux utile à l’étude de la stabilité des ouvrages souterrains, on se reportera aux recommandations de l’AFTES (1993), sachant que celles-ci sont en cours de révision.

• une modification de la dénomination de la catégorie des sols cohérents du groupe a, ou moyennement consistants du groupe b ;

2.3 - CLASSIFICATION DU MILIEU HOTE

• la suppression du terme roche du groupe c.

Il est recommandé d'utiliser la classification du milieu hôte donnée dans le tableau cidessous. Cette classification complète et amende celle figurant dans la norme NF P06-013. Des paramètres supplémentaires relatifs aux massifs rocheux et concernant, en particulier, leur fracturation y sont introduits. Ce sont le RQD (Rock Quality Designation) et le paramètre ID, indice global de densité de discontinuités (Recommandations AFTES 1993).

c) Pour le rocher sain, il est recommandé de caractériser sa déformabilité à partir d'essais au dilatomètre. Ce type d’essai peut également être utilisé pour des massifs rocheux de qualité moindre.

Dans le cas où il est demandé d'utiliser l'indice de classification Q du Norwegian Geotechnical Institute (NGI), celui-ci recommande de diviser par 2 la valeur de cet indice, déterminé suivant les règles d'usage en mécanique des roches. Cette modification de l'indice Q résulte de la multiplication par 2 du paramètre SRF (Stress Reduction Factor) pour tenir compte du contexte sismique (N. Barton, 1984).

/A

Pour de plus amples informations concernant le choix des paramètres et essais géotechniques utiles à la conception, au dimensionnement et à l’exécution des ouvrages creusés en souterrain, on se reportera aux

SPT

FP S

CPT

TYPE DE MILIEU HÔTE

qc

N

(MPa)

Pressiomètre EM

pl - po

(MPa)

(MPa)

Rc

Vs

(MPa)

Vp

RQD

ID

(%)

(cm)

(m/s)

Sous nappe (m/s)

Hors nappe (m/s)

>10

>800

/

>2500

>75

>60

Rocher sain ou peu altéré et peu fracturé

/

/

(voir C2.3c)

Groupe a

Rocher altéré ou fracturé

/

/

50 à 100

2,5 à 5

6 à 10

500 à 800

/

1000 à 2500

50 à 75

20 à 60

Sol cohérent (argiles ou marnes raides)

>5

/

>25

>2

>0,4

>400

/

>1800

/

/

Sol granulaire compact

>15

>30

>20

>2

/

>400

>1800

>800

/

/

Rocher décomposé ou très fracturé

/

/

50 à 100

2,5 à 5

1à6

300 à 500

/

400 à 1000

<50

<20

Sol granulaire moyennement compact

5 à 15

10 à 30

6 à 20

1à2

/

150 à 400

1500 à 1800

500 à 800

/

/

Sol cohérent moyennement consistant et roche très tendre

1,5 à 5

/

5 à 25

0,5 à 2

/

1000 à 1800

/

/

<5

<10

<6

<1

/

<150

<1500

<500

/

/

<1,5

<2

<5

<0,5

<0,1

<150

<1500

<500

/

/

A

Groupe b

Groupe c

Sol granulaire lâche Sol cohérent mou (argiles molles ou vases)

-6-

0,1 à 0,4 150 à 400


On suppose acquises la masse volumique représentative de chaque formation traversée par l'ouvrage souterrain ainsi que les conditions hydrogéologiques du site suivant le principe général du paragraphe 2.2. Pour toutes les formations géologiques hôtes (sol ou roche) et dans le cas d'une prise en compte d'une interaction sol-structure, le calcul de coefficients de raideur dynamiques longitudinal et transversal (cf. 4.3.2.2. et annexe 5) suppose la connaissance du module de rigidité au cisaillement G et celle du coefficient de Poisson ν.

2.5.3 - Caractéristiques complémentaires pour un sol hôte Les sols présentant les caractéristiques décrites au paragraphe 9.12 de la norme NF P06-013 doivent être a priori considérés comme susceptibles de donner lieu à des phénomènes de liquéfaction (annexe 1). L'évaluation du risque de liquéfaction doit être faite suivant les dispositions des articles 9.12 à 9.15 de cette même norme. Les mesures à prendre lorsque la sécurité apparaît insuffisante vis-à-vis de ce risque sont précisées au chapitre 5. C.2.5.3

Pour les sols, le module de cisaillement G déterminé suivant les dispositions du paragraphe 2.6 doit être corrigé pour tenir compte du niveau de distorsion atteint au cours du séisme. Dans ce cas, on se reportera au chapitre 9 des règles «PS92» (NF P 06-013).

Le phénomène de liquéfaction se limite aux formations superficielles sous nappe et typiquement jusqu’à une profondeur n’excédant pas 15 à 20 m.

/A

C.2.5.1

2.5.2 - Caractéristiques complémentaires relatives aux discontinuités du massif rocheux

2.6 - MOYENS PARTICULIERS D’OBTENTION DES CARACTERISTIQUES DYNAMIQUES POUR LA CONCEPTION PARASISMIQUE DES OUVRAGES SOUTERRAINS

FP S

Les discontinuités géologiques majeures du milieu rocheux hôte, qui pourraient être mobilisées sous sollicitation sismique, doivent être identifiées et caractérisées. Ce sont les discontinuités suivantes : - zone faillée traversant l'ouvrage souterrain ;

Le module de rigidité au cisaillement G et le coefficient de Poisson ν peuvent être déterminés :

- fracturation du massif rocheux dont l'espacement moyen est de l'ordre de grandeur des longueurs d'ondes sismiques.

2.6.1 - prioritairement, à partir de la mesure des vitesses de propagation des ondes de compression Vp et de cisaillement Vs :

C.2.5.2

• soit en laboratoire (mesures sur éprouvettes) pour les rochers sains (voir §2.3) ;

A

a) Un ouvrage souterrain linéaire peut traverser une ou plusieurs zones faillées mobilisables sous séisme. Il convient, dans ce cas, de réaliser une étude sismotectonique spécifique en vue de les identifier, d'estimer l'orientation de ces failles, la direction et l'importance des déplacements relatifs des bords de ces failles. b) On ne tient pas compte ici de la petite fracturation du massif à l'échelle métrique car elle ne peut induire que des instabilités locales ne remettant pas en cause les fonc-

La méthode SASW est basée sur l’utilisation de la dispersion des ondes de Rayleigh, générées depuis la surface sous forme harmonique ou impulsionnelle. Elle permet d’obtenir des profils de Vs en fonction de la profondeur (Nazarian and Stokoe, 1994 ; Matthews and al, 1996). Les essais cross-hole (norme ASTM D44-28) sont des essais dynamiques in situ par sismique transmission, effectués dans des forages rapprochés et spécialement équipés pour permettre la mesure de la vitesse des ondes P et S dans chacune des formations traversées par ces forages. La source sismique et les récepteurs sont placés dans des forages différents, à la même profondeur.

FT E

2.5.1 - Caractéristiques communes

c) Dowding (1979) suggère que les accélérations importantes aux fréquences élevées (30-60 Hz) sont probablement capables de causer des mouvements différentiels de blocs rocheux pouvant provoquer des dommages aux grandes excavations.

profondeur et, par exemple, par essais cross-hole pour les ouvrages souterrains situés jusqu’à une profondeur de l’ordre de 100 m.

S

tions principales de l'ouvrage, si celui-ci est non revêtu (voir chapitre 5).

2.5 - CARACTERISTIQUES GEOTECHNIQUES COMPLEMENTAIRES A ACQUERIR EN CONTEXTE SISMIQUE

• soit in situ dans les autres cas, à partir de diagraphies soniques, d'essais cross-hole ou toute autre méthode permettant d'obtenir des vitesses de propagation d'ondes à l'échelle de l'ouvrage. C.2.6.1

Pour les ouvrages souterrains plus profonds, les investigations en galerie de reconnaissance seront privilégiées. Les méthodes sismiques de reconnaissance à l'avancement sont particulièrement adaptées à ces caractérisations.

2.6.2 - à défaut, et avec la prudence qui s'impose, à partir de corrélations avec d'autres caractéristiques mesurées plus classiquement dans le cadre de la reconnaissance géotechnique pour un projet d'ouvrage souterrain. C.2.6.2 Quelques corrélations utilisables sont présentées ci-après : • Le diagramme de classification des roches pour l'abattage en souterrain établi par C. Louis (1974), met en regard le rapport des vitesses de propagation des ondes de compression mesurée in situ (Vp) et en laboratoire sur éprouvette (Vpl) en fonction du paramètre RQD, tel que : RQD (%)

0

25

50

75

90

100

Vp / Vpl

0

0,2

0,4

0,6

0,8

1

• N. Barton et al. (1992) ont proposé une relation entre la vitesse de propagation des ondes de compression Vp et l'indice Q de classification, telle que :

0,001 0,01 0,1 1 10 100 1000 La vitesse Vs peut être obtenue depuis la Q surface par la méthode SASW (Spectral Vp Analysis of Surface Waves) pour des (m/s) 500 1500 2500 3500 4500 5500 6500 ouvrages souterrains à moins de 20 m de

-7-

“Conception et la protection parasismiques des ouvrages souterrains” C.3.2.1

C.3

Dans le cas d’une lithostratigraphie des terrains peu contrastée, R peut être calculé de la façon suivante :

La définition de l’action sismique pour les ouvrages souterrains découle de celle utilisée pour les ouvrages en surface. Celle-ci est définie dans des textes réglementaires et/ou contractuels. Pour le territoire français, la définition de l’action sismique en surface est donnée en annexe 2.

3.1 - MOUVEMENT VIBRATOIRE EN SURFACE OU AU VOISINAGE DE LA SURFACE

a) on schématise le terrain au-dessus de l’ouvrage par un empilement de n couches homogènes en respectant les conditions suivantes : - pour les profils de sol présentant une augmentation de la vitesse de propagation des ondes avec la profondeur, n est inférieur ou égal à 3 ;

Le mouvement vibratoire est défini de la même manière que pour les constructions dont une partie est située au-dessus du sol dans les deux cas suivants : • ouvrages souterrains construits en tranchée couverte ou ouvrages immergés ;

- pour chaque couche, le temps mis par les ondes pour la traverser doit être supérieur ou égal à 0,1s ; - entre deux couches adjacentes, le rapport d’impédance, défini ci-après, doit être inférieur à 2/3 ou supérieur à 3/2. b) on applique la formule suivante :

avec :

/A

• ouvrages (ou parties d’ouvrages) souterrains d’un autre type situés à moins de 20 mètres de la surface du terrain naturel. Le seuil proposé de 20 mètres a été fixé pour distinguer les ouvrages superficiels, pour lesquels la définition du mouvement est la même que pour les ouvrages de surface, des ouvrages profonds pour lesquels on peut admettre une modification de cette définition.

S = 0 si n = 1

si n > 1

ρi et ci étant respectivement la masse volumique et la vitesse de propagation des ondes de la couche numérotée (les couches sont numérotées de 1 à n à partir de la surface). La valeur à considérer pour la vitesse de propagation des ondes est : - celle des ondes de cisaillement pour les composantes horizontales des mouvements ; - celle des ondes de traction-compression pour la composante verticale des mouvements. On rappelle que le rapport d’impédance entre deux couches est le produit du quotient des masses volumiques par le quotient des vitesses de propagation d’ondes (entre les couches d’indice i et i + 1, c’est le paramètre ri introduit précédemment).

FP S

Dans le cas d’un ouvrage souterrain, dont l’emprise concerne plus d’une zone du zonage sismique applicable aux constructions de surface, il doit être considéré comme étant situé tout entier dans la zone de plus forte sismicité.

3.2 - MOUVEMENT VIBRATOIRE EN PROFONDEUR

3.2.1 - Valeurs de pic du mouvement vibratoire pour les ouvrages horizontaux profonds

A

Pour les ouvrages horizontaux dont les parties les moins profondes sont situées à plus de 20 mètres de la surface du terrain naturel, il est loisible de déterminer l’amplitude des pics du mouvement vibratoire en multipliant les valeurs applicables à la surface par un coefficient réducteur R. La valeur de ce coefficient R peut être obtenue soit à partir de mesures in situ, soit par le calcul en utilisant toute méthode scientifiquement validée.

C3.2.2 L’utilisation de coefficients réducteurs pour déduire le mouvement en profondeur de celui à la surface n’est justifiée, en tant que première approximation et en prenant les marges de sécurité nécessaires, que pour les valeurs de pic du mouvement (accélération, vitesse, déplacement). Pour une description plus fine de celui-ci (spectre de réponse, accélérogrammes), il faut utiliser un modèle d’ondes prenant en compte les caractéristiques du profil de sol (épaisseur et propriétés mécaniques des différentes couches). Les spectres de réponse à la surface, qui sont des données de base pour ce modèle, sont précisés dans l’annexe 2.

FT E

- pour les profils de sol présentant des alternances de couches dures et de couches molles, n est inférieur ou égal à 5 ;

nécessite la définition de spectres de réponse ou d’accélérogrammes, ceux-ci doivent être obtenus à partir d’un modèle d’ondes sismiques à propagation verticale qui produisent à la surface le mouvement spécifié en 3.1.

S

3 - ACTION SISMIQUE

3.2.2 - Spectres de réponse et accélérogrammes pour les ouvrages horizontaux profonds Si le calcul de certaines parties de l’ouvrage, ou des équipements qu’il contient,

-8-

L’utilisation de tels modèles peut conduire à la quasi-annulation de certaines composantes du mouvement en profondeur par effet d’interférences destructives entre les ondes réfléchies et réfractées. Cet effet, qui découle des hypothèses adoptées (notamment en ce qui concerne le caractère unidirectionnel des propagations d’ondes), peut constituer une représentation exagérée des phénomènes réels. Il convient donc de fixer un minimum à la réduction du contenu fréquentiel des mouvements, dans le cas où ceux-ci sont obtenus par un modèle unidimensionnel ; ce minimum peut être pris égal au tiers de la valeur correspondant au mouvement en surface.

3.2.3 - Mouvements vibratoires pour les ouvrages étendus dans le sens vertical Ils doivent être obtenus à partir d’un modèle d’ondes sismiques à propagation verticale qui produisent à la surface le mouvement spécifié en 3.1.

3.3 - MOUVEMENTS DIFFERENTIELS IRREVERSIBLES Les mouvements différentiels irréversibles résultant du jeu de failles sismogènes sont déterminés conformément aux articles 3.2.3 et 3.4.2 du document AFPS intitulé «Conduites enterrées en acier pour le transport : méthodes d’évaluation de leur résistance sous sollicitations sismiques». C3.3 Les failles sismogènes considérées ici sont celles dont le mouvement est la cause du

“Conception et la protection parasismiques des ouvrages souterrains” séisme et qui peuvent donc être caractérisées par une valeur de magnitude. Les mouvements éventuellement dus au jeu de failles secondaires ne peuvent, dans l’état actuel des connaissances, être prédits de façon quantitative. Les formules de calcul de ces mouvements sont rappelées en annexe 3.

formule proposée pour la majoration correspond au cas d’une zone à sismicité diffuse, à l’intérieur de laquelle la distribution de l’aléa sismique est uniforme et pour laquelle on vise la même période de retour pour caractériser l’aléa sismique (Betbeder– Matibet J., 1996).

3.4 - MAJORATION DE L’ACTION SISMIQUE POUR LES TUNNELS LONGS

4 - CALCUL DES EFFETS DE L’ACTION SISMIQUE SUR LES OUVRAGES ENTERRES

4.1 - COMBINAISONS D’ACTIONS

Pour tenir compte de la majoration de la probabilité d’exposition au risque sismique avec la longueur de l’ouvrage, il y a lieu de majorer l’action sismique. Cette majoration est obtenue en multipliant les différents termes caractérisant le mouvement sismique (accélérations, vitesses, déplacements, spectres de réponse) par un coefficient majorateur A.

Domaine de validité

4.1.1 - Combinaisons de calcul

Elles sont applicables aux ouvrages situés à faible ou grande profondeur sous la surface du sol, supposés pris isolément.

Sont exclus les systèmes composés de plusieurs ouvrages voisins pouvant développer une interaction dynamique entre eux. C.4

a) Sont plus particulièrement concernés, quel que soit leur mode de réalisation, les tunnels routiers, ferroviaires ou de métros, les galeries minières, les microtunnels, les stations souterraines et ouvrages souterrains de stockage qui peuvent être considérés comme linéaires. b) La profondeur de l'ouvrage sous la surface du sol doit être jugée par rapport aux longueurs des ondes sismiques (annexe 4). Un ouvrage est considéré comme peu profond si son axe est situé à une profondeur au plus égale au quart de la longueur de l'onde sismique à fréquence prépondérante ; dans un sol, cette profondeur est de quelques dizaines de mètres ; dans un matériau rocheux, elle peut atteindre plusieurs centaines de mètres. Dans tous les cas, on considérera qu'au-delà de 100 m de profondeur on se trouve en présence d'un ouvrage profond. La profondeur de l'ouvrage conditionne les sollicitations qui lui sont appliquées. Lorsqu’on dispose d’une définition plus précise du mouvement, la fréquence prépondérante est définie par (Rajhje et al., 1988) :

FP S

A défaut, et pour les tunnels dont la longueur est comprise entre 5 et 30 kilomètres, le coefficient A peut être calculé par la formule suivante :

où L est la longueur du tunnel, et hmin et hmax les valeurs minimale et maximale de la profondeur des foyers sismiques. En France métropolitaine, on peut utiliser les valeurs suivantes : Avec ces valeurs, le coefficient A est donné en fonction de L dans le tableau suivant : A

5 10 20 30

1,070 1,129 1,225 1,302

A

L (km)

C.3.4

La majoration de l’action sismique pour les tunnels très longs résulte de considérations probabilistes. Pour un niveau donné de l’action sismique, la probabilité de son dépassement est plus grande pour un ouvrage étendu que pour un ouvrage ponctuel. La

S

FT E

Les présentes méthodes de calcul s'appliquent aux ouvrages linéaires, pour lesquels la longueur est nettement prépondérante devant les dimensions de la section transversale, d’axe horizontal, subhorizontal ou vertical.

/A

Ce coefficient peut être déterminé par une étude spécifique de l’aléa sismique prenant en compte les différentes sources sismiques et leur position par rapport au tunnel considéré sur toute sa longueur et une analyse des risques propres à l’ouvrage.

c) L'attention est attirée sur le fait que l'interaction dynamique entre ouvrages peut se développer à des distances plus importantes que l'interaction statique. A défaut de justification plus précise, on peut considérer que cette interaction peut se développer jusqu'à des distances de l'ordre de 2 à 3 fois celles correspondant au chargement en statique.

pour où Ci représente le coefficient de Fourier de l'amplitude du signal et fi la fréquence associée.

-9-

Les combinaisons d'actions à considérer pour la détermination des déformations et sollicitations de calcul sont les combinaisons accidentelles représentées symboliquement comme suit, conformément à la notation retenue dans les règles BAEL, fascicule 62, titre I du CCTG (Règles BAEL 91, révisées en 1999) :

avec les notations symboliques suivantes : E: l'action sismique calculée comme indiqué au chapitre 3 ; G : poids mort et actions permanentes de longue durée le cas échéant (précontrainte, action latérale statique des terres) ;

Ψ11 : la valeur fréquente d’une des actions variables ; Ψ2i : la valeur quasi permanente des autres actions variables. C.4.1.1 a) Il est rappelé que, pour les vérifications locales, E inclut les poussées dynamiques des nappes phréatiques. b) Du point de vue des combinaisons d'actions, les masses ou poids des terres, les poussées des nappes phréatiques sont traitées comme des charges permanentes.

4.1.2 - Facteurs d’accompagnement 4.1.2.1 - Facteurs d’accompagnement applicables aux actions résultant de la fréquentation et de l’entreposage Les valeurs du coefficient ΨΕ applicables aux actions autres que les charges d'exploitation de caractère industriel ou que les charges mobiles, sont données ci-dessous : a – Charge constituée par des personnes en grand nombre. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 0,6 b - Charge constituée par des objets entreposés pour une longue durée . . . . . . . . 1,0


4.1.2.3 - Cas d’annulation du facteur d’accompagnement Le coefficient ΨΕ applicable à une action doit être pris égal à 0 lorsque cette éventualité est plus défavorable pour la résistance ou l'équilibre de l'élément étudié.

4.2 - REPONSE D’UN OUVRAGE ENTERRE A L’ACTION SISMIQUE

4.3 - ACTION SISMIQUE SELON L’AXE DU TUNNEL : COMPRESSION ET FLEXION

f = période fondamentale du mouvement, C = vitesse apparente de propagation d'onde. C.4.3.1.1 La vitesse particulaire V0 est la vitesse du mouvement du terrain. La vitesse apparente de propagation d'onde C n'est pas nécessairement la vitesse de propagation dans les terrains traversés. A défaut de justification plus précise, on peut prendre C = inf (1000 m/s, , Vs) où Vs représente la vitesse de propagation des ondes de cisaillement dans les terrains traversés.

L'action sismique selon l'axe du tunnel est déterminée à partir des déplacements en champ libre de la ligne matérialisant l'axe du tunnel. Ceux-ci induisent, selon les modalités d'interaction terrain- structure, des efforts de compression-traction et de flexion longitudinale, le tunnel étant considéré comme un élément linéique de type poutre.

4.3.1.2 - Déplacement transversal

d'où la courbure de la ligne matérialisant le tunnel :

Les déplacements en champ libre sont déterminés comme indiqué au chapitre 3.

4.3.1 - Déplacements et déformations en champ libre de la ligne matérialisant l'axe du tunnel

/A

4.2.1 - Nature des actions sismiques à considérer L'action sismique à prendre en compte dans les calculs d’un ouvrage peut être considérée comme composée :

a) des déformations ou déplacements imposés à l'ouvrage par les mouvements différentiels du sol résultant de la propagation des ondes ; ces déplacements et déformations sont considérés comme appliqués de façon statique ;

4.3.1.1 - Déplacement axial

Les déplacements du terrain en champ libre selon l'axe du tunnel générées par une onde de cisaillement sinusoïdale caractérisée par sa longueur d'onde L, son amplitude en déplacement D0 et son angle d'incidence θ par rapport au tunnel sont donnés par les formules suivantes :

FP S

b) des surpressions dynamiques exercées sur l'ouvrage par l'eau des terrains encaissants.

où :

S

Les coefficients ΨΕ applicables aux charges d'exploitation de caractère industriel ou à celles des ouvrages d'art sont fixés, en considération de la fréquence attendue des réalisations des diverses valeurs et de leur durée d'application, par le Cahier des Charges.

essentiellement à l'action sismique en subissant le mouvement du terrain ; la rigidité propre de l'ouvrage peut modifier le mouvement du terrain en champ libre du fait de l'interaction dynamique qu'il développe avec celui-ci. En règle générale, les sollicitations résultant des forces d'inertie sont négligeables devant celles imposées par la déformation du milieu encaissant.

FT E

4.1.2.2 - Facteurs d’accompagnement applicables aux charges d’exploitation de caractère industriel ou à celles des ouvrages d’art

C.4.2.1

D’autres types d’action sismique, tels la traversée de failles actives, peuvent être à considérer. Les sollicitations à prendre en compte ne relèvent pas de calculs mais de dispositions constructives.

4.3.1.1 - Déplacement axial

d'où la déformation axiale de la ligne matérialisant le tunnel :

A

4.2.2 - Détermination des déformations ou déplacements imposés à l’ouvrage

Les déformations ou déplacements imposés à l'ouvrage peuvent être calculés en évaluant le mouvement sismique en champ libre à la profondeur de l'ouvrage et en tenant compte de l'interaction développée entre le terrain encaissant et l'ouvrage suivant les méthodes de l'article 4. C.4.2.2

V0 étant la vitesse particulaire au niveau de l'axe du tunnel, et la longueur d'onde L étant donnée par :

Contrairement au cas des ouvrages en élévation, les ouvrages enterrés répondent

- 10 -

A 0 étant l'accélération particulaire au niveau de l'axe du tunnel. Dans le cas où l’on connaît les mouvements en surface, il conviendra de tenir compte de la profondeur de l'axe du tunnel. C.4.3.1.2 L'amplitude D0 ainsi que la vitesse V0 (V0 = 2π f D0) et l'accélération A0 (A0 = 4π2 f2 D0 ) au niveau de l'axe du tunnel, peuvent être déterminées à partir d'un calcul de réponse en champ libre en fonction de la sollicitation sismique et des caractéristiques géodynamiques des formations géologiques hôtes: masses volumiques, vitesses de propagation des ondes ou modules de rigidité au cisaillement, coefficients de Poisson, niveaux de nappe. A défaut, on pourra utiliser les valeurs calculées en 3.2.1. La figure 4.3.1.2 (Kuesel, 1969) représente les déplacements du terrain en champ libre et en milieu infini, selon l'axe du tunnel, générés par une onde de cisaillement sinusoïdale caractérisée par sa longueur d'onde L, son amplitude en déplacement D0 et son angle d'incidence θ par rapport au tunnel. Des indications sont données dans l’annexe 4 sur la détermination pratique de la fréquence f à utiliser pour le calcul de la longueur d’onde L.


b) Pour le béton, le module à prendre en compte est le module instantané du béton (soit environ 30 000 MPa) en particulier dans la direction longitudinale, sauf justification du caractère admissible de la fissuration de l’ouvrage. Pour l'acier, c'est le module de 200 000 MPa.

Figure 4.3.1.2

4.3.2 - Sollicitations induites sur le tunnel

c) Pour θ = 0 : N = 0 d) Pour θ = 45° :

e) M étant une fonction périodique de période L , la valeur de l'effort tranchant cos θ se déduit directement de celle du moment.

/A

4.3.2.1 - Cas de non prise en compte de l'interaction terrain-structure

On admet dans ce cas que la déformation de l’ouvrage est identique à celle du terrain encaissant et, par conséquent, peut être estimée directement à partir des formules développées ci-dessus donnant la déformation en champ libre.

4.3.2.2 - Cas de prise en compte de l'interaction terrain- structure 4.3.2.2.1 - Caractérisation de l'interaction L'interaction terrain-structure est caractérisée par un coefficient de raideur longitudinale du terrain Kl et un coefficient de raideur transversale Kt exprimés en force par unité de déplacement longitudinal ou transversal du terrain et par mètre linéaire de l’ouvrage (figure 4.3.2.2.1).

FP S

Les sollicitations s’en déduisent par les formules classiques de la théorie des poutres, en fonction de l’état mécanique attendu dans la section de l’ouvrage et des exigences de comportement requises. Pour une section courante (éventuellement fissurée), caractérisée par son aire S, son inertie I et un module E caractérisant le matériau constitutif de l’ouvrage : • effort axial (compression- traction) :

A

Cet effort est maximum pour θ = 45°:

Figure 4.3.2.2.1

En première approximation, on pourra admettre : Kl = Kt = G (annexe 5).

• flexion longitudinale :

4.3.2.2.2 - Tunnels de structure continue sur une longueur supérieure à la longueur d'onde sismique

Ce moment est maximal pour θ = 0 :

La détermination des sollicitations le long de l'axe du tunnel en fonction des caractéristiques de l'onde sismique revient à l'étude d'une poutre continue sur appuis élastiques dont la raideur est fournie par les coefficients Kl et Kt, ces appuis étant soumis aux déplacements imposés déterminés dans l'analyse en champ libre.

• effort tranchant :

• effort axial :

• flexion longitudinale :

• effort tranchant : C.4.3.2.2.2

FT E

a) La non-prise en compte de l’interaction terrain-structure correspond au cas d'un tunnel dont la structure peut être considérée comme très souple par rapport au terrain encaissant. Cette méthode fournira par ailleurs un majorant des efforts pouvant apparaître quand la raideur du tunnel n'est plus négligeable par rapport à celle du terrain encaissant.

Les valeurs maximales des sollicitations ont pour expression :

S

C.4.3.2.1

- 11 -

Pour cette approche, on pourra remplacer les déplacements imposés par l'application directe, sur la poutre élastiquement appuyée, de forces par unité de longueur : • longitudinale pl (x) = Kl ux (x)

• transversale pt (x) = Kt uy (x)

4.3.2.2.3 - Incidence de l'espacement entre joints La modélisation en poutre sur appuis élastiques permet de prendre en compte l'effet des déformations d'ondes sismiques sur une poutre de longueur finie. Il en résulte une atténuation des sollicitations maximales en fonction du rapport de la longueur entre joints à la longueur d'onde. Il convient de déterminer le souffle minimal des joints dans les deux directions longitudinale et transversale permettant sa prise en compte. C.4.3.2.2.3 Un espacement typique de distance entre joints correspond à un quart de la longueur d'ondes. L'atténuation obtenue peut atteindre des valeurs très significatives.

4.4 - ACTION SISMIQUE DANS LE PLAN DE LA SECTION DROITE : DISTORSION ET OVALISATION La distorsion (terme utilisé essentiellement pour les sections de forme rectangulaire) ou l'ovalisation (terme utilisé essentiellement pour les sections de forme circulaire) sont produites par la distorsion du terrain encaissant sur la hauteur du tunnel sous l'effet de la propagation verticale des ondes de cisaillement. C.4.4 On développe ci-après une méthode statique pouvant se substituer à un calcul dynamique complet en interaction terrain-structure.

“Conception et la protection parasismiques des ouvrages souterrains” 4.4.2.2 - Cas de prise en compte de l'interaction terrain-structure

La détermination de la distorsion en champ libre peut se faire à l'aide d'un modèle ou bien en utilisant une formulation simplifiée :

4.4.2.2.1 - Caractérisation de l'interaction

• soit, dans le cas d'un tunnel inscrit dans une couche de sol compressible homogène d'épaisseur H placée au-dessus du substratum, par utilisation de l'équation donnant le déplacement relatif à la profondeur z:

C.4.4.1 Contrairement au cas du chapitre 4.3, la vitesse qui intervient dans la formule cicontre est la vitesse de propagation des ondes de cisaillement dans les terrains traversés.

Pour la détermination de leurs caractéristiques, on retrouve les méthodes évoquées plus haut (annexe 5). En première approximation, on pourra utiliser la valeur 0,5 G /h, h étant la hauteur du tunnel. 4.4.2.2.2 - Mode d'introduction de la sollicitation sismique

Les sollicitations d'origine sismique sont prises en compte en appliquant à la structure, appuyée élastiquement par l'intermédiaire des appuis dont les raideurs sont calculées comme indiqué ci-dessus, les actions suivantes (figure 4.4.2.2.2) : • les déplacements u(z) en champ libre aux extrémités des appuis, ou alternativement, les pressions p = k u(z) à la structure, les extrémités des appuis étant fixes ; • des contraintes tangentes sur les contacts entre terrain et structure égales aux cisaillements exercés sur la masse de terrain excavée dans la situation en champ libre ; • des efforts inertiels appliqués à la structure par application à sa masse de l'accélération A0.

/A

4.4.2 - Efforts de distorsion et d’ovalisation induits dans le tunnel

C.4.4.2.2.1

4.4.2.1 - Cas de non prise en compte de l'interaction terrain-structure

A

FP S

Dans ce cas, la distorsion du terrain s'impose entièrement à la section droite du tunnel.

a) L'application des contraintes de cisaillement du champ libre à la structure résulte du fait que les contraintes en champ libre ont été évaluées sans tenir compte de l'excavation. b) En règle générale, les efforts inertiels ne sont pas prépondérants. c) On trouvera en annexe 5 des formules qui ont été développées pour le cas particulier des tunnels circulaires.

4.5 - ACTIONS LOCALES

FT E

• soit, dans le cas d'un tunnel profond dans un sol ou une roche relativement homogène, par utilisation de la formule :

L'interaction terrain-structure sera caractérisée par des appuis élastiques interposés entre la structure du tunnel et le terrain encaissant.

C.4.4.2.2.2

S

4.4.1 - Distorsion en champ libre

Figure 4.4.2.2.2.

- 12 -

Les structures secondaires et autres sous systèmes supportés par la structure principale peuvent être calculés par la méthode faisant l'objet de l'article 4.5.2. Dans cette évaluation, les charges d'exploitation sont prises avec leur valeur caractéristique ou nominale. A ces forces s'ajoutent, lorsqu'il y a lieu, les poussées prescrites par les règlements de charge en vigueur. Pour les éléments de structure en contact direct avec le sol, les sollicitations appliquées peuvent être calculées par application des formules de poussée dynamique des terres en considérant l'ouvrage comme non-déplaçable. Pour les éléments internes à l'ouvrage, à défaut de l'application des prescriptions de l'article 4.5.2, la méthode simplifiée de l'article 4.5.1 est applicable.


Indépendamment des actions d'ensemble dont l'évaluation fait l'objet des chapitres 4.0 et 5.0, certaines parties des constructions ou des installations peuvent être soumises, du fait de leur localisation, de leurs caractéristiques vibratoires, à des actions excédant celles prises en compte dans la vérification de la résistance et de la stabilité d'ensemble de la structure. C'est le cas, entre autres, de voiles de petites dimensions appartenant à des locaux techniques, des planchers intérieurs à l'ouvrage qui, du fait de leurs dimensions, de leur masse réduite ou de leur raideur ne modifient pas la réponse d'ensemble. Pour l'évaluation des poussées dynamiques des terres, on se reportera au chapitre 16 des recommandations AFPS90.

4.5.1 - Calcul forfaitaire

C.4.5.2 Les dispositions de cet article visent plus spécifiquement les planchers et voiles intérieurs à la structure principale.

4.6 - VERIFICATIONS

Les vérifications décrites ci-dessous portent sur les parties d’ouvrages en béton armé. D’une manière générale, les vérifications effectuées reviennent à s’assurer que l’ouvrage a bien les capacités de déformation prises en compte dans le calcul des sollicitations développé dans les chapitres 4.3 et 4.4. C.4.6

Ces vérifications relèvent d’un processus éventuellement itératif qui peut être résumé dans le logigramme ci-après, assorti des commentaires suivants.

/A

L'application des déformations de la structure principale à l'élément secondaire est particulièrement importante pour les structures internes, tels les poteaux, qui ne participent pas à la reprise des sollicitations horizontales mais doivent assurer la reprise des efforts verticaux.

Les éléments de structure internes à l'ouvrage principal qui sont susceptibles, de par leurs masses ou raideurs, d'interagir avec celui-ci seront considérés comme des équipements liés. Les sollicitations appliquées à ces éléments sont déterminées suivant les prescriptions du chapitre 23 des recommandations AFPS90.

4.6.1 - Vérifications vis-à-vis des actions selon l’axe du tunnel Les vérifications de résistance des sections de béton et d’armatures seront faites conformément aux règles BAEL pour les cas de situations accidentelles, tout en conservant le coefficient réducteur de 0,85 sur la résistance caractéristique du béton au lieu d’utiliser le coefficient unité applicable aux sollicitations dynamiques (norme NF P06-013).

FP S

Lorsque ce calcul n'est pas exigé par les présentes recommandations ou par le Cahier des Charges, ces structures secondaires ou autres sous-systèmes peuvent être calculés compte tenu de l'application aux masses qui les composent, et dans les directions appropriées, d’accélérations sismiques.

Pour les éléments plans (voile, plancher, mur…), cette accélération sismique est obtenue en multipliant l’accélération sismique applicable, dans la direction étudiée, au solide élémentaire, dont le sous-système est solidaire, tel qu'il ressort du calcul d'ensemble, par un coefficient :

A

• égal à 1 dans la direction parallèle au plan de l’élément ; • égal à 2,5 dans la direction perpendiculaire au plan de cet élément. C.4.5.1

Le coefficient 2,5 représente le coefficient dynamique maximal d'un oscillateur à un degré de liberté, d’amortissement 5 %, soumis aux sollicitations sismiques définies par les spectres réglementaires.

• en prenant en compte le comportement du béton fretté (figure 4.6.2 a) ; • en portant la limite d’allongement des armatures tendues à 5 % ; • en estimant une longueur de rotule plastique de l’ordre de 0,8 fois l’épaisseur de l’élément plastifié (figure 4.6.2b). Il convient de respecter les dispositions constructives issues du chapitre 5 : • les rotules plastiques seront inscrites à l’intérieur des zones critiques définies par la norme dans les éléments fléchis et/ou comprimés ; • les vérifications vis-à-vis de l’effort tranchant intègreront un coefficient de sécurité supplémentaire de 1,25.

S

C.4.5

4.5.2 - Calcul dynamique simplifié

FT E

Aux efforts inertiels ainsi calculés doivent être ajoutés les efforts résultant de la déformation de la structure principale aux points de liaison de celle-ci avec l'élément secondaire.

C.4.6.1 L’estimation des inerties et de l’aire de la section droite de l’ouvrage pourra tenir compte de la fissuration, ce qui est possible dès lors que l’on a déterminé les sections d’armatures. Il conviendra cependant de ne pas sous-estimer exagérément les rigidités. C’est ainsi qu’on en restera à une estimation de ces grandeurs en restant dans le domaine élastique, sans prendre en compte le comportement post-élastique.

4.6.2 - Vérifications vis-à-vis de la distorsion et de l’ovalisation de la section droite Le comportement post-élastique peut être pris en compte par l’introduction de rotules plastiques. La ductilité de celles-ci sera évaluée (figure 4.6.2) :

- 13 -

C.4.6.2 La norme française NF P 06-013 précise que «les armatures pour béton armé doivent être à haute adhérence avec une limite d’élasticité spécifiée inférieure à 500 MPa. L’allongement total relatif sous charge maximale spécifiée doit être supérieur ou égal à 5 %».

4.7 - CAS DES OUVRAGES VERTICAUX Les ouvrages verticaux (puits, forages revêtus ou non) peuvent être considérés comme des ouvrages particuliers par les aspects suivants : • de par leur nature, ils sont généralement amenés à traverser un nombre plus important de couches de terrain dont les propriétés géotechniques sont variées ; • ils auront donc à subir les efforts particuliers liés non seulement aux réponses sismiques variées de ces horizons mais également ceux spécifiques de ces interfaces ; • dans de nombreux cas, les ouvrages verticaux auront aussi la particularité d’avoir une extrémité en surface ce qui pose le problème du passage d’un système de recommandation à un autre ; • dans la grande majorité, ces ouvrages seront de géométrie simple liée à leur mode de réalisation (circulaire pour les forages et pour de nombreux fonçages de puits). Ces formes simples sont généralement bien adaptées pour répondre aux sollicitations du terrain. Les revêtements de stabilisation sont donc souvent plus légers que ceux correspondant aux mêmes types d’ouvrages sub-horizontaux. Les efforts inertiels à prendre en compte seront faibles et les analyses en champ libre seront le plus souvent la règle.

A

FP S

/A

FT E

S


- 14 -


Figure 4.6.2.a

FT E

S

reconnues, les traversées de terrains fortement contrastés, ainsi que les zones susceptibles d’instabilité (liquéfaction, glissement de terrain…). La présence de singularités, au regard d’un contexte sismique, donne lieu à des dispositions constructives spécifiques. Il en est de même de la transition d’une catégorie d’ouvrage à l’autre ou bien dans le cas de variations brusques de la géométrie du revêtement. La conception obéit en général aux principes qui suivent ; certains principes antagonistes, le cas échéant, sont à concilier au mieux.

5.1.2 - Adaptation au mouvement sismique : le joint sismique

/A

Sur le revêtement d’un ouvrage linéaire tel que défini au chapitre 4 s’exercent les déplacements du terrain engendrés par le séisme, ces déplacements provoquent des efforts de compression-traction et de flexion longitudinaux, ainsi qu’une distorsion ou une ovalisation de la section transversale.

FP S

C.5.1.2

Figure 4.6.2.b

A

On trouve en annexe 6 un tableau de comparaison entre les canalisations enterrées (pour lesquelles des recommandations ont été publiées par l’AFPS/CESS en 1998 – cahier technique n° 15), les ouvrages horizontaux et les ouvrages verticaux (forages et puits).

5 - CONCEPTION GENERALE ET DISPOSITIONS CONSTRUCTIVES Préambule Les dispositions constructives parasismiques propres aux ouvrages souterrains vont se traduire par :

Si les efforts longitudinaux sont importants en regard des capacités résistantes du revêtement, la création de joints circonférentiels va permettre la diminution de ces efforts. L’espacement entre joints et le souffle minimal de chaque joint peuvent être déterminés en fonction des méthodes décrites en 4.3.2. La technologie du joint sera fonction notamment de la valeur du souffle, des sollicitations s’y exerçant, du niveau d’étanchéité à assurer le cas échéant.

• des adaptations des quantités de matériaux (aciers, béton… ) par rapport à une situation non sismique, ces adaptations provenant de règles forfaitaires définies dans la suite du texte ; • des spécifications sur la qualité ou la mise en œuvre de ces matériaux ; • des choix constructifs spécifiques, certains sont décrits en annexe ; • une adaptation de la géométrie.

5.1 - PRINCIPES GENERAUX 5.1.1 - Conception En premier lieu, le concepteur adaptera au mieux l’ouvrage aux zones sismiques et en particulier il veillera à ce que le tracé évite les singularités telles que les failles actives

- 15 -

A la transition d’un ouvrage long et de ses têtes, une disposition constructive spécifique s’impose vu la différence de comportement de chacune de ces parties d’ouvrages. La présence d’un joint de conception sismique constitue en général une solution adéquate.

5.1.3 - Déformabilité et ductilité L’augmentation de la raideur d’une structure donnée est réputée se traduire par une augmentation parallèle des efforts sollicitant la structure que le contexte soit sismique ou non. Le revêtement est donc conçu aussi souple que possible, en vérifiant toutefois qu’il n’y a pas de risque d’instabilité. C.5.1.3 Actuellement la tendance est d’assouplir le revêtement. La ductilité se caractérise par le rapport de la déformation plastique maximale à la déformation élastique limite. La ductilité n’est indispensable que si la conception prévoit un comportement post-


La ductilité nécessaire est à rechercher dans la qualité et les dispositions des matériaux constitutifs des ouvrages souterrains qui sont habituellement du béton non armé ou du béton armé ou leur combinaison dans une même section transversale . Les dispositions qui améliorent la ductilité sont explicitées ci-après. La ductilité d’une pièce en béton armé nécessite de disposer des armatures transversales (cadres, étriers fermés par des crochets d’angle au centre d’au moins 135° et de retour 10 diamètres nominaux).

Le tableau de l’annexe 7 rassemble les réponses reçues au questionnaire mentionné en 1.1.2

5.2.1 - Dispositions générales 5.2.1.1 - Ouvrages superficiels Les ouvrages définis comme non profonds (cf. paragraphe 3.1) ou bien situés dans les terrains du groupe b avec Rc < 6 MPa (cf. tableau du chapitre 2) sont en béton armé ou entièrement en acier, sauf justification particulière. Les pourcentages minimaux d’acier et les dispositions constructives associées définis dans la norme NF P06-013 s’appliquent sans restriction. 5.2.1.2 - Têtes des tunnels

Les revêtements des têtes des tunnels sont généralement armés, même en dehors d’un contexte sismique. En cas de sismicité, ils sont à traiter comme des ouvrages superficiels.

/A

Les longueurs de recouvrement des armatures longitudinales sont majorées de 30 % par rapport aux règles BAEL, des armatures espacées de 8 à 12 fois le diamètre de la plus petite barre longitudinale assurant la couture.

C.5.2

Pour le béton non armé, la ductilité est assurée par la fissuration. Quant à la qualité des matériaux mis en œuvre, il pourrait être préconisé d’utiliser : • un béton de catégorie minimum B25 ;

5.2.1.3 - Ouvrages profonds - Interfaces Les dommages durant un séisme affectent peu les parties profondes d’un tunnel en raison de l’atténuation des sollicitations en profondeur. Le revêtement de la partie profonde doit suivre les déplacements imposés par le terrain sans recourir nécessairement à la ductilité. S’il est nécessaire d’armer le revêtement, au minimum sera disposé un pourcentage correspondant à la condition de non-fragilité en flexion composée pour le cas et la direction de sollicitation considérée (BAEL). Aux jonctions avec les zones présentant un comportement différent, il y aura un joint total tant au niveau de la voûte qu’au niveau du radier, la valeur du souffle étant fonction des calculs.

FP S

• des aciers à limite d’allongement garantie de 5 % minimum.

Il faudra s’assurer également de la bonne ductilité des matériaux autres, tels que ceux entrant dans la composition des joints, des boulons ou bien dans les assemblages, par des essais de laboratoire le cas échéant. Rotules plastiques

L’apparition et la localisation de rotules plastiques au cours du séisme améliorent la ductilité de la construction. L’importance de cette ductilité variera suivant les conditions de frettage de ces rotules plastiques.

A

Pour un ouvrage voûté, la position des rotules plastiques n’est pas prévisible a priori. On peut suggérer par exemple de prévoir des saignées longitudinales pour localiser ces rotules pour un ouvrage coulé en place.

5.2 - DISPOSITIONS CONSTRUCTIVES La configuration de l’ouvrage par rapport à son encaissant détermine un type de dispo-

C.5.2.2.1 De tels dispositifs, sont suggérés dans de nombreuses publications et ont été réalisés pour les métros de San Francisco et Los Angeles. Naturellement la faille doit être bien identifiée et d’une étendue raisonnable au droit de l’ouvrage. Le surgabarit tient compte du déplacement attendu. Le choix d’une telle solution doit être étayé par une analyse de risques.

S

L’augmentation de la ductilité accroît la capacité de la structure à emmagasiner de l’énergie potentielle ou bien à supporter de grandes déformations. Dans le cas des tunnels, c’est cette seconde caractéristique qui est recherchée.

sitions constructives à adopter. La nature de l’ouvrage souterrain et les caractéristiques de l’encaissant permettent de préciser les dispositions constructives adéquates.

Pour estimer le glissement moyen entre les deux bords d’une faille, on se reportera à l’annexe 3.

FT E

élastique sous l’action des déplacements imposés par le séisme. Elle n’est donc pas à obtenir systématiquement.

5.2.2 - Dispositions particulières La situation de l’ouvrage par rapport au massif encaissant, le mode de construction de l’ouvrage appellent des dispositions constructives spécifiques. 5.2.2.1 - Traversée de failles actives Si le tracé de l’ouvrage n’a pu éviter de tels accidents, une solution consiste à élargir le débouché de l’ouvrage au droit de la faille suivant les schémas de la figure 1 de l’annexe 7.

- 16 -

5.2.2.2 - Changement brusque de la rigidité du revêtement ou de l’encaissant Les contraintes ont tendance à se concentrer au droit de telles zones. Pour faire chuter ces contraintes, le recours à des joints flexibles peut être une solution. C.5.2.2.2

Le cas du tunnel du port de Kawasaki au Japon, à la jonction transversale du tunnel de circulation et de la cheminée de ventilation, présenté figure 2 de l’annexe 7 illustre cette technique. 5.2.2.3 - Caissons immergés Un soin particulier doit être porté à l’étanchéité, tant au niveau de l’étude que de l’exécution pour les structures sous nappe. C.5.2.2.3 Au Japon, l’expressway Bay-shore-route traverse la baie de Tokyo dans un tunnel immergé. Le niveau des sollicitations a conduit aux dispositions de joints dits «flexibles » représentés sur la figure 3 de l’annexe 7. 5.2.2.4 - Tunnels en voussoirs béton armé ou métalliques Si la nature du terrain à traverser s’y prête ainsi que l’économie du projet, une telle structure paraît bien adaptée au séisme puisque, par construction, des joints transversaux et circonférentiels séparent les voussoirs, assurant ainsi une bonne adaptation au mouvement sismique de la structure. Pour les voussoirs en béton armé la possibilité de recourir à des bétons de catégories supérieures à celles utilisées en méthode traditionnelle, à actions égales améliore la souplesse de la structure. Une autre possibilité consiste en l’utilisation de voussoirs métalliques qui présentent le même type d’avantage. Dans un contexte sismique les assemblages entre voussoirs et anneaux de voussoirs seront justifiés par le calcul, notamment visà-vis de la stabilité locale d’un voussoir.


C.5.2.2.5 Selon Owen et Scholl (1981), les barres de flexion de la face interne des piédroits doivent être ancrées dans le radier et la dalle supérieure par un retour à 90° parallèle à l’extrados. A signaler que l’une des causes supposées de l’effondrement de la tranchée couverte de Kobe résiderait dans le mauvais blocage des piédroits entre le soutènement et le revêtement, ainsi la butée passive favorable n’aurait pu être mobilisée. La méthode de réalisation des tranchées couvertes doit donc garantir un blocage efficace des piédroits.

Dans la situation où le puits traverse une zone de terrains fortement contrastés en profondeur, les mêmes dispositions sont à appliquer quel que soit le sens de la pose du revêtement, ceci sur une hauteur au moins égale à un diamètre du puits de part et d’autre du contraste. C.5.2.2.6 Dans la mesure où il est nécessaire de satisfaire à un critère d’étanchéité, la technique assurant la pose du revêtement de bas en haut paraît mieux adaptée, une pose dans l’autre sens complique la mise en œuvre des aciers longitudinaux s’ils sont requis. 5.2.2.7 - Liquéfaction des sols

Les règles qui suivent sont applicables aux puits ayant des fonctions de sécurité. Il faut distinguer la partie basse de la partie haute éventuellement coiffée d’un ouvrage aérien.

La liquéfaction des sols peut avoir les conséquences suivantes : - suppression de la butée des piédroits ; - instabilité des pentes entraînant des surcharges ; - tassements ; - flottabilité des tunnels immergés.

/A

5.2.2.6 - Puits

Partie haute du puits :

Elle relève des dispositions constructives minimales définies dans la norme NF P 06-013. Partie basse du puits :

Enfin un ancrage au terrain sain par l’intermédiaire de fondations profondes ou bien par des tirants empêche la flottabilité de l’ouvrage. C.5.2.2.7 Les traitements de sol envisageables sont : - le rabattement permanent du niveau de la nappe ; - la réalisation de colonnes drainantes limitant l’élévation des pressions interstitielles ; - l’amélioration des caractéristiques du milieu liquéfiable (densification, injection, jet- grouting, substitution, renforcements …).

Les dispositions constructives possibles remédiant à ces conséquences consistent soit à traiter le sol ou bien à adapter la construction à cette situation.

5.2.2.8 - Eléments de second œuvre Les liaisons seront monolithiques avec les éléments de génie civil secondaire tels que les escaliers. Les appuis de planchers seront conçus de façon à en empêcher la chute. 5.2.2.9 - Equipements

Les équipements, dont la défaillance ne peut être acceptée, tels les différents circuits, les ventilateurs seront reliés à la structure par des systèmes fiables : tiges scellées, tiges traversantes précontraintes. On se reportera au chapitre 23 des recommandations AFPS 1990 (volume 2).

••

FP S

6 - BIBLIOGRAPHIE

Quant à l’ouvrage, il se comporte mieux vis-à-vis des tassements si son revêtement est muni de joints du type flexible décrits précédemment.

S

L’intégralité des dispositions constructives contenues dans les recommandations AFPS s’applique.

Si un critère d’étanchéité est demandé, alors les pourcentages minimaux suivants sont imposés : • armatures longitudinales : ϖ ≥ 0,3 % • armatures transversales : ϖ ≥ 0,2 %

FT E

5.2.2.5 - Tranchées couvertes

AFPS 90 – Recommandations pour la rédaction de règles relatives aux ouvrages et installations à réaliser dans les régions sujettes aux séismes, volume 1 (chapitres 1 à 9), volume 2 (chapitres 10, 11, 16, 17 et 23), volume 3 (chapitres 12, 15, 18, 22 et 25), Presses de l’ENPC. AFPS/CESS (1998) - Recommandations pour les canalisations enterrées en acier pour le transport : méthodes d’évaluation de leur résistance sous sollicitations sismiques, Cahier technique AFPS, n° 15, juin 1998, 35 p. AFTES (1993) – Recommandations pour la description des massifs rocheux utile à l'étude de la stabilité des ouvrages souterrains, Tunnels et Ouvrages Souterrains, suppl. au n° 117, mai 1993, 12-21 (en cours de révision). AFTES (1994) – Recommandations pour le choix des paramètres et essais géotechniques utiles à la conception, au dimensionnement et à l’exécution des ouvrages creusés en souterrain. Tunnels et Ouvrages Souterrains n° 123, 1994.

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- 17 -

“Conception et la protection parasismiques des ouvrages souterrains” BIBLIOGRAPHIE (suite) (suite)

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/A

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- 18 -

ANNEXE 1

(EXTRAIT DE LA NORME NF P 06-013)

9.1.2.2 - Peuvent a contrario être considérés comme exempts de risque

9.1 - Liquéfaction des sols

a) les sols dont la granulométrie présente un diamètre à 10 %, D10 supérieur à 2 mm

9.1.1 - Définition

b) ceux dans lesquels on a simultanément: D70 < 74 µ Ip > 10 %

9.1.2.3 - Lorsque les indications de 9.1.2.1 et de 9.1.2.2 ci-dessus laissent apparaître une possibilité de liquéfaction, il y a lieu de procéder à des investigations complémentaires suivant les méthodes décrites en 9.1.4 ci-après.

/A

On appelle liquéfaction d'un sol un processus conduisant à la perte totale de résistance au cisaillement du sol par augmentation de la pression interstitielle. Elle est accompagnée de déformations dont l’amplitude peut être limitée ou quasi illimitée.

9.1.2 - Identification des sols liquéfiables

9.1.2.1 - Sont à considérer comme a priori suspects de liquéfaction, les sols ci-après : a) Sables, sables vasards et silts présentant les caractéristiques suivantes • degré de saturation Sr voisin de 100 %, .

9.1.3 - Données sismiques

Les données sismiques à utiliser dans la conduite des essais et les études subséquentes sont les suivantes : • accélération maximale de surface: -

aN sur site de type S1

FP S

• granulométrie assez uniforme correspondant à un coefficient d'uniformité Cu, inférieur à 15 : D Cu = 60 < 15 D10 • diamètre à 50 %, D50 compris entre 0,05 mm et 1,5 mm,

• et soumis en l'état final du projet à une contrainte verticale effective σ’v inférieure aux valeurs suivantes : 1) 0,20 MPa en zones Ia, et lb

2) 0,25 MPa en zone II

A

3) 0,30 MPa en zone III

• essai cyclique de cisaillement par torsion.

FT E

9 - FONDATIONS

S

IDENTIFICATION ET CARACTERISATION DE ZONES SUSPECTES DE LIQUEFACTION

1

ANNEXES


- 0,9 aN sur site de type S2 - 0,8 aN sur site de type S3

Ils doivent porter sur des échantillons non remaniés. 2) Il peuvent être conduits selon les méthodes usuellement suivies sous réserve que soient respectées les conditions ciaprès : • les essais doivent être poursuivis jusqu'à liquéfaction des éprouvettes et ceci sous diverses valeurs de la contrainte maximale de cisaillement ; • la pression de confinement doit rester voisine de celle régnant au niveau du prélèvement à l'état final du projet ; • le degré de saturation de l'éprouvette doit être égal à celui du sol en place dans les conditions du projet. Les résultats doivent en outre faire clairement apparaître : • les variations de la pression interstitielle mesurée au sein de l'éprouvette et des déformations de cette dernière en fonction du nombre de cycles appliqués ;

où :

• le volume final de l'éprouvette après dissipation de la pression interstitielle.

aN est l'accélération nominale (voir 3.3) ;

9.1.4.2 - Essais in situ

• nombre de cycles équivalents n :

Les essais de pénétration in situ du type dynamique, essais SPT (Standard Penetration Test) ou statique (pénétration d'un cône ou d'un piézocône) peuvent être utilisés pour le diagnostic des sols liquéfiables lorsqu'il existe pour le type d’appareil utilisé des corrélations bien établies entre les indications de l'essai et la liquéfaction ou la nonliquéfaction des sols.

Tableau 8: Nombre de cycles équivalents selon les zones de sismicité Zone de sismicité

n

Zones la et lb

5

b) Sols argileux présentant les caractéristiques suivantes

Zone II

10

Zone III

20

• diamètre à 15 %, D15 supérieur à 0,005 mm,

9.1.4 - Méthodes d'essai

9.1.5 - Critère de liquéfaction

• limite de liquidité WL inférieure à 35 %,

9.1.4.1 - Essais de laboratoire

Doivent être considérés comme liquéfiables en champ libre sous le séisme de calcul, les sols au sein desquels la valeur des contraintes de cisaillement engendrées par le séisme dépasse 75 % de la valeur de la contrainte de cisaillement provoquant la

• teneur en eau w supérieure à 0,9 WL, • point représentatif sur le diagramme de plasticité se situant au-dessus de la droite «A» dudit diagramme.

1) Les essais suivants peuvent être utilisés : • essai cyclique à l'appareil triaxial; • essai cyclique à la boîte de cisaillement à parois latérales mobiles

- 19 -

La contrainte effective verticale σ'v à prendre en compte est celle régnant dans le sol après réalisation du projet.

9.1.6 - Traitement des sols ou de la construction Lorsque les essais font apparaître une sécurité insuffisante vis-à-vis de la liquéfaction au sens du paragraphe 9.1.5, la construction ne peut être entreprise que dans l'une des hypothèses ci-dessous 9.1.6.1 - Traitement du sol On fait subir au sol un traitement propre à éliminer les risques de liquéfaction ou à rétablir la marge de sécurité prévue au 9.1.5. Il y a alors lieu de justifier les mesures proposées et d'en contrôler l'efficacité par des essais et mesures appropriés.

• 6 en zone I • 7 en zone II • 8 en zone III

mesure peut être réalisée à l'aide d'essais en place tels que le piézocône.

Note sur le paragraphe 9.1.4.1.1

Outre la réduction de la résistance au cisaillement et de la capacité portante des sols considérés, le processus de liquéfaction conduit à des déformations temporaires ou permanentes des sols pouvant entraîner l'atteinte d'un état limite dans l’ouvrage étudié.

Note sur le paragraphe 9.1.5

La préservation de toutes les caractéristiques physiques et mécaniques des sols (principalement leur structure et leur densité en place) au cours du prélèvement et des manipulations ultérieures est essentielle pour la crédibilité des résultats. Elle exige des précautions très particulières tant au niveau du mode de prélèvement (carottage en gros diamètre, choix du carottier et du fluide de forage, etc.) qu'à celui du transport, de la conservation et de la préparation des échantillons. Les modes opératoires concernant ces essais ne sont pas encore normalisés. En attendant que cette normalisation intervienne, on peut se baser sur une étude de la littérature spécialisée. Note sur le paragraphe 9.1.4.1.2

L'ouvrage étant fondé sur des pieux appuyés en pointe au-dessous des couches liquéfiables, les pieux sont calculés, notamment en ce qui concerne leur flambement au sein des milieux liquéfiés, compte tenu des charges additionnelles apportées par les couches supérieures.

Pour atteindre cet état, on prend soin à reproduire en laboratoire le chemin de contrainte suivi in situ entre l'état initial et l’état final du projet.

/A

9.1.6.2 - Renforcement des fondations

Note sur le paragraphe 9.1.3

Note sur le paragraphe 9.1.4.2

Ces corrélations sont établies pour diverses valeurs de la magnitude. Il convient de veiller à la nature de la magnitude utilisée (Ms ou ML) et de faire le cas échéant la correction nécessaire. Les corrélations actuellement disponibles ont été établies à l’origine avec l'essai SPT. Les critères de liquéfaction correspondants ont fait l’objet de transpositions à d'autres essais en place comme l'essai au pénétromètre statique dont l’usage est plus répandu en France.

FP S

Les cycles équivalents sont par convention des cycles harmoniques produisant des contraintes maximales de cisaillement égales à 0,65 fois la contrainte maximale développée dans le sol par le séisme. On considère que, du point de vue de la liquéfaction, l'action de n cycles équivalents produit les mêmes effets que ceux d'un séisme réel. Le nombre de cycles équivalents dépend de la magnitude M s (qui s'entend comme la magnitude déterminée sur les ondes de surface), ou de la durée du séisme.

La mesure en continu de l'évolution de la pression interstitielle provoquée par le dispositif d'essai à la profondeur considérée peut faciliter ou valider le diagnostic. Cette

A

A titre indicatif, cette magnitude Ms peut être prise égale à :

S

liquéfaction, pour le nombre de cycles équivalents n défini en 9.1.3.

L'attention est particulièrement attirée sur le dernier alinéa du paragraphe 9.1.5 : l'état final considéré est celui qui peut résulter d'un abaissement définitif du niveau du terrain naturel, d'une remontée de la nappe imputable aux travaux réalisés, etc.

FT E

ANNEXES

1


- 20 -

Note sur le paragraphe 9.1.6.1

Pour certains sols pulvérulents denses dont le comportement doit être justifié vis-à-vis de séismes de forte intensité, il peut s'avérer difficile de rétablir la marge de sécurité prévue au paragraphe 9.1.5, alors même que leur comportement dilatant limite leurs déformations en cas de liquéfaction. Dans ce cas, les risques attachés à la liquéfaction de ces terrains sont appréciés par référence aux déformations cycliques que l'on peut attendre et tenant compte bien sûr de la nature de l'ouvrage projeté. Les procédés généralement utilisés pour éliminer ou réduire les risques de liquéfaction sont, suivant les cas : • rabatternent permanent du niveau de la nappe ; • densification du milieu liquéfiable (préchargement, compactage, vibroflottation, etc.) ; • modification des propriétés du milieu par injection, etc. ; • constitution de colonnes drainantes limitant l’élévation des pressions interstitielles ; • substitution aux sols liquéfiables de matériaux de caractéristiques physiques appropriées convenablement compactés. Le mode de fondation doit être adapté aux nouvelles conditions ainsi créées.

ANNEXE 2 DEFINITION DE L’ACTION SISMIQUE EN SURFACE

Les spectres élastiques normalisés sont définis pour la valeur 5 % de l’amortissement réduit. Ils sont rapportés à la valeur unité de l’accélération nominale.

Les ordonnées RE (T) sont données par les expressions suivantes :

RE (T) = RM

Type de site

TB (s)

S0

0,15

S1

0,20

S2

S3

TC (s) TD (s)

RA

RM

0,30

2,67

1,0

2,5

0,40

3,20

1,0

2,5

0,30

0,60

3,85

0,9

2,25

0,45

0,90

4,44

0,8

2,0

Tableau 1 - Valeurs des périodes TB , TC , TD et des ordonnées RA et RM pour les spectres élastiques normalisés associés aux composantes horizontales du mouvement

Pour la composante verticale, le spectre est considéré comme identique à celui des composantes horizontales si l’on se trouve

A

FP S

• Branche CD ; TC ≤ T ≤ TD

Pour les composantes horizontales du mouvement, les valeurs des périodes TB, TC et TD exprimées en secondes, et celles des ordonnées RA et RM sont données dans le tableau 1 pour les quatre types de site, S0, S1, S2 et S3 définis dans les règles PS 92 (cf. articles 5.21 et 5.22 de ces règles).

/A

Leur forme générale est représentée sur la figure 1 dans le diagramme accélérationpériode avec des échelles linéaires sur les deux axes.

• Branche BC ; TB ≤ T ≤ TC

• Branche DE ; TD ≤ T

Pour des amortissements réduits différents de 5 %, l’ordonnée RM doit être multipliée par le facteur (article 5.234 des règles PS 92) :

FT E

RÈGLES PS 92)

RE (T) = RA + (RM — RA) T TB

sur un site S0 ou S1. Sur des sites S2 ou S3, les branches descendantes CD et DE sont remplacées par celles correspondant au site S1.

RE (T) = RM TC TD T T

1 - SPECTRES ELASTIQUES NORMALISES (ANNEXE 1 DES

• Branche AB ; 0 ≤ T ≤ TB

RE (T) = RM TC T

S

Le contenu de cette annexe découle directement de la norme NF P 06-013 «Règles parasismiques applicables aux bâtiments, dites règles PS 92».

2

ANNEXES


Figure 1 - Forme générale des spectres élastiques normalisés

- 21 -

ξ étant l’amortissement exprimé en pour cent. Hormis l’utilisation de dispositifs mécaniques, l’utilisation de ce facteur correctif est limitée à la gamme de variation : 2 % ≤ ξ ≤ 30 %

2 - VITESSES ET DEPLACEMENTS Les valeurs de vitesse et de déplacement, pour une accélération conventionnellement fixée à 1 m/s2, sont données dans le tableau 1 de l’annexe 4 du présent document. Pour une autre valeur de l’accélération, elles varient proportionnellement.

ANNEXES

3


ANNEXE 3

DETERMINATION DE L’AMPLITUDE DES MOUVEMENTS DE FAILLE

S

1 - LES MOUVEMENTS DE FAILLE

FT E

Il y a trois types élémentaires de faille (figure 1). • le décrochement, qui est un coulissage horizontal d’un bloc par rapport à l’autre ; il peut être dextre (un observateur placé sur un des blocs et regardant l’autre voit celuici se déplacer vers sa droite), ou sénestre dans le cas contraire (qui est celui représenté sur la figure 1) ; • la faille normale, qui correspond à la descente d’un bloc par rapport à l’autre ; • la faille inverse, qui correspond à la montée (chevauchement) d’un bloc sur l’autre.

/A

Pour la plupart des failles, il y a combinaison entre une composante de décrochement et une composante normale ou inverse. Pour des failles de grande extension, le type de mouvement peut parfois varier le long de la faille ; par exemple, si la composante principale est un décrochement, la composante secondaire peut varier du normal à l’inverse d’une extrémité à l’autre. L’amplitude des mouvements est généralement variable le long de la faille.

Figure 1 - Les trois types élémentaires de faille : faille inverse (à gauche), décrochement (au centre) et faille normale (à droite)

cas d’un mécanisme mixte) dépend essentiellement de la taille du séisme, caractérisée par sa magnitude. L’influence du type de mouvement a aussi été étudiée, mais sans résultats véritablement concluants. Les formules les plus utilisées pour le calcul de l’amplitude des mouvements sont celles de Wells et Coppersmith (1994).

FP S

En désignant par ∆m l’amplitude moyenne le long du plan de faille et par ∆e l’amplitude extrême, toutes deux exprimées en mètres, on a les relations :

2 - L’AMPLITUDE DES MOUVEMENTS DE FAILLE

(Eq. 1)

log10 ∆e = - 5,46 + 0,82 MW

(Eq. 2)

MW étant la magnitude de moment.

A

L’amplitude des mouvements de faille (résultante des deux composantes dans le

log10 ∆m = - 4,80 + 0,69 MW

- 22 -

Ces formules ne doivent pas être appliquées pour des valeurs de MW inférieures à 5,6 ; cette valeur correspond sensiblement à la limite inférieure de la taille des séismes dont les mouvements de faille peuvent avoir des effets dommageables sur les ouvrages souterrains. Comme toutes les formules empiriques de la sismologie, les équations 1 et 2 sont affectées d’une dispersion importante ; l’écart-type y est respectivement de 0,36 et de 0,42, c’est-à-dire que le rapport de l’écart-type à la moyenne est de 2,29 pour le déplacement moyen et de 2,63 pour le déplacement extrême.

ANNEXE 4

Il est assez fréquent d’avoir à représenter le mouvement sismique par une onde sinusoïdale, où le déplacement u des points du sol est donné par une expression de la forme : (Eq. 1) x étant la coordonnée parallèle à la direction de propagation, t le temps, ω la pulsation, c la vitesse de propagation et δ l’amplitude de l’onde.

déplacements à des paramètres facilement accessibles du mouvement sismique, à savoir l’accélération maximale A, la vitesse maximale V et le déplacement maximal D. Ces quantités peuvent, en principe, se lire sur le spectre de réponse, si celui-ci est tracé dans le diagramme quadrilogarithmique de la manière suivante (figure 2).

On constate visuellement que la partie forte de l’accélération est concentrée dans l’intervalle de temps 4s-8s et comporte une douzaine d’alternances, ce qui correspond à une fréquence apparente de 3Hz environ. Pour la vitesse, on retrouve cette fréquence dans le même intervalle, mais on peut observer une modulation à fréquence beaucoup plus basse qui est surtout visible après 8s, mais affecte aussi le début du signal (entre 0 et 4s). Pour le déplacement, c’est cette oscillation lente, correspondant visuellement à une période de l’ordre de 10s (fréquence de 0,1Hz) qui domine largement, l’effet des hautes fréquences se limitant à de petites fluctuations pendant la partie forte de l’accélérogramme, de 4s à 8s. Des tendances analogues sont généralement observées quand on dispose d’accélérogrammes bien corrigés, c’est-à-dire dont l’intégration ne présente pas de phénomènes de dérive numérique, particulièrement pour le déplacement.

L’accélération A correspond à la convergence des courbes d’amortissements différents au delà de la fréquence de coupure (en général de l’ordre de 30Hz), le déplacement D à la convergence de ces courbes aux basses fréquences (en général en dessous de 0,1Hz). Pour la vitesse, on ne peut que donner une règle approximative empirique, selon laquelle V est sensiblement égale à l’ordonnée du plateau en pseudovitesse PSV pour l’amortissement de 20 %. En pratique, il arrive souvent que les spectres ne soient pas tracés aux fréquences très basses, ou que la courbe d’amortissement 20 % manque, ce qui empêche de déterminer D ou V par cette méthode.

/A

De telles expressions permettent notamment d’estimer par des formules simples les déformations imposées aux tunnels et aux canalisations enterrées.

numériques des accélérogrammes (ces intégrations présentent un certain nombre de difficultés pratiques, qui ne seront pas évoquées ici). La figure 1 montre un tel tracé, obtenu pour la composante NordSud de l’enregistrement de Tolmezzo lors du séisme du Frioul (Italie du Nord) du 06/05/1976.

FT E

1 - INTRODUCTION

Le choix des paramètres ω, c et δ, qui caractérisent l’onde sinusoïdale, est souvent assez délicat en raison de la complexité des mouvements sismiques réels. Le but de cette annexe 4 est de fournir quelques indications sur les possibilités qui s’offrent au projeteur pour aboutir à un choix motivé.

FP S

2 - FREQUENCES PREDOMINANTES DES MOUVEMENTS SISMIQUES

On peut essayer de relier ces fréquences prédominantes pour les accélérations et les

On peut pallier les insuffisances du spectre en utilisant des corrélations empiriques (lois d’atténuation de la vitesse ou du déplacement, qui nécessitent de connaître la magnitude et la distance de la source sismique) ou des tableaux à caractère réglementaire (s’ils font partie des documents du marché) comme les Recommandations

A

Le terme de fréquence prédominante d’un signal sismique est souvent employé mais rarement défini. Lorsqu’on dispose d’une description précise du signal, une définition couramment adoptée a été donnée dans le chapitre 4 en C4. Une manière plus élémentaire d’associer une fréquence à un accélérogramme consiste à compter le nombre d’alternances positives et négatives dans la partie forte. Mais les fréquences ainsi déterminées, qui sont généralement de l’ordre de quelques Hertz, ne caractérisent que les accélérations c’est-à-dire la partie «hautes et moyennes fréquences» du signal. Les déplacements, qui sont plus importants que les accélérations pour l’estimation des déformations imposées aux ouvrages souterrains, correspondent à des fréquences beaucoup plus basses. Pour les mettre en évidence, il faut tracer les variations de la vitesse et du déplacement en fonction du temps au moyen d’intégrations

4

S

APPROXIMATION DES MOUVEMENTS SISMIQUES PAR DES ONDES SINUSOIDALES

ANNEXES


Composants N-S Figure 1 : Variations en fonction du temps de l’accélération, de la vitesse et du déplacement (de haut en bas) pour la composante Nord-Sud enregistrée à Tolmezzo pendant le séisme du Frioul du 06/05/1976 (Despeyroux, 1985).

- 23 -

ANNEXES

4


PSV(cm/s)

; (Eq. 7) ; (Eq. 8)

FT E

S

ρ étant en pratique voisin de 1 (0,91 pour r = 3 ; 0,97 pour r = 9). On voit que le déplacement est contrôlé par la composante ud, l’accélération par la composante ua et que les deux composantes ont le même poids pour la vitesse. Les fréquences fa et fd des accélérations et des déplacements sont donc, d’après Eq 2 et Eq 3 :

(Eq. 9)

/A

Figure 2 - Spectre de réponse en diagramme quadrilogarithmique montrant la détermination de A (accélération asymptotique à haute fréquence), D (déplacement asymptotique à basse fréquence) et V (plateau en pseudo-vitesse pour un amortissement de 20 %)

AFPS 90 paragraphes 5.5 et 5.6, qui donnent les correspondances suivantes en fonction de la nature du site (tableau 1)

où r désigne le rapport adimensionnel :

Une manière simple de rendre compte du comportement observé sur la figure 1 consiste à représenter le mouvement sous la forme d’une somme de deux sinus, l’un à haute fréquence (accélérations) et l’autre à basse fréquence (déplacements). Pour que cette somme reproduise des valeurs données A, V, D des maximums de l’accélération, de la vitesse et du déplacement, il faut prendre les expressions suivantes des deux termes ua et ud.

dont on suppose qu’il est supérieur à un, ce qui est le cas en pratique, comme on le verra plus loin pour les enregistrements réels. Le tableau 1 donne des valeurs de r entre 6 et 8.

r = AD2 (Eq.4) V

FP S

En posant :

(Eq. 2)

(Eq.5)

on montre facilement que les valeurs maximales des modules de ua, ud et de leurs dérivées par rapport au temps, vérifient les relations :

ou, de façon approchée, en prenant ρ =1 : (Eq. 11)

(Eq. 12) Par une approche tout à fait différente, fondée sur la théorie des vibrations aléatoires, M. Kamiyama (1996) a proposé les formules suivantes pour fa et fd : (Eq. 13)

(Eq. 14)

; (Eq. 6) qui coïncident avec les équations 11 et 12 pour r = 4.

(Eq. 3)

A

(Eq. 10)

r = AD2 V

Type de site

A (cm/s2)

V (cm/s)

D (cm)

S0

100

6

3

8,33

S1

100

8

5

7,81

S2

100

10

7

7,00

S3

100

12

9

6,25

Tableau 1 : Valeurs de la vitesse et du déplacement, pour une accélération A de 100 cm/s2, en fonction du type de site dans les Recommandations AFPS 90. Pour d’autres valeurs de A, V et D varient proportionnellement. La dernière colonne donne le rapport adimensionnel AD/V2

- 24 -

L’application des équations 9, 10, 13 et 14 à des enregistrements réels est présentée dans le tableau 2, qui rassemble 22 enregistrements effectués dans la zone épicentrale de 18 séismes représentant la gamme des magnitudes utiles en génie parasismique (de 4,5 à 8). Les accélérogrammes sont représentés à la même échelle sur la figure 2 ce qui permet d’apprécier visuellement la variabilité des mouvements sismiques (Hudson, 1988) :

N°

Séisme et station

M

fa1

fa2

ANNEXES


4

A

V

D

AD

cm/s2

cm/s

cm

(Hz)

(Hz)

(Hz)

fd1

(Hz)

fd2

7,40

5,97

3,97

4,93

1

Stone Canyon 1972, Melendy Ranch

4,6

697

19,5

0,6

V2 1,10

2

Port Hueneme 1957

4,7

167

17,9

4,0

2,08

2,56

2,14

0,41

0,49

3

Ancona 1972, Rocca

4,9

598

9,4

0,7

4,74

19,12

22,04

1,13

0,98

San Fransisco 1957, Golden Gate Park

5,3

118

4,6

0,8

4,45

7,68

8,61

0,49

0,43

San Fransisco1957, State Building

5,3

98,1

5,1

1,1

4,15

5,73

6,24

0,39

0,36

5

Lytle Creek 1970

5,4

196

9,6

1,0

2,13

5,62

4,74

0,88

1,05

6a

Parkfield 1966, Temblor

5,6

402

22,5

5,5

4,37

5,34

5,94

0,35

0,31

6b

Parkfield 1966, station 2

5,6

500

77,9

26,3

2,17

1,77

1,50

0,27

0,32

6c


5,6

461

25,4

7,1

5,07

5,48

6,50

0,30

0,25

6d


5,6

7

San Salvador 1986, GIC

5,6

8

Helena 1935

6,0

9

Managua 1972

6,2

10

Coalinga 1983, Pleasant Valley

6,2

11

Koyna 1967, Koyna Dam

6,5

12

Imperial Valley 1979, Bonds Corner

6,5

13

Imperial Valley 1940, El Centro

6,7

14

Montenegro 1979, Petrovac

7,0

15

Olympia 1949

7,1

16

Tabas 1978

17

Valparaiso 1985, Llolleo

18

Mexique 1985, Zacatula

FT E

S

4a 4b

11,8

3,9

7,69

7,17

10,29

0,25

0,17

80,0

11,9

1,26

1,96

1,51

0,74

0,95

157

13,3

3,7

3,28

3,45

3,40

0,31

0,32

373

37,7

14,9

3,91

2,93

3,11

0,22

0,20

589

59,8

28,2

4,64

2,96

3,38

0,18

0,16

618

30,0

10,1

6,94

6,31

8,64

0,25

,018

765

44,2

16,9

6,62

5,29

7,09

0,22

0,16

353

33,4

10,9

3,45

3,10

3,12

0,21

0,26

441

39,4

13,7

3,90

3,32

3,52

0,25

0,23

304

17,0

10,4

10,94

5,56

9,41

0,13

0,079

/A

275

677

7,4

853

121

94,6

5,51

2,14

2,63

0,11

0,087

8,0

608

42,8

17,2

5,71

4,31

5,40

0,21

0,17

8,1

245

29,3

8,2

2,34

2,34

2,04

0,32

0,37

FP S

Tableau 2 - 22 enregistrements d’accélérogrammes horizontaux en zone épicentrale correspondant à 18 séismes de magnitude variant de 4,6 à 8,1 ; A : accélération maximale ; V : vitesse maximale ; D : déplacement maximal ; fa1 et fa2 : fréquences prédominantes de l’accélération calculée par Eq. 9 (fa1) et Eq. 13 (fa2) ; fd1 et fd2 : fréquences prédominantes du déplacement calculée par Eq. 10 (fd1) et Eq. 14 (fd2). Ces accélérogrammes sont tracés sur la figure 3 suivante.

Le tableau 2 montre que le rapport r = AD/V 2 est presque toujours compris entre 2 et 8 (avec seulement trois exceptions correspondant aux numéros 1 (r = 1,10), 7 (r = 1,26) et 15 (r = 10,94). Les cas où r est proche de 1 (n° 1 et 7) correspondent à des cas où le signal est dominé par une oscillation de très forte amplitude : on est alors dans des conditions similaires à une sinusoïde (pour laquelle on aurait r = 1).

A

Compte tenu de ces valeurs de r, le calcul des fréquences prédominantes fa et fd donne en général des résultats voisins, que l’on utilise les formulations Eq. 9 – Eq. 10 (fa1 et fd1 dans le tableau) ou Eq. 13 – Eq. 14 (colonnes fa2 et fd2). A une exception près (accélérogramme n° 3), les fréquences fa varient typiquement de 2 à 10 Hz et, à deux exceptions près (accélérogrammes n° 1 et 3), les fréquences fd sont dans la gamme 0,1 ~ 1Hz..

Ces résultats paraissent assez cohérents mais il faut être conscient de la variabilité

de l’aléa sismique, ainsi que de l’incertitude qui affecte la détermination de certains paramètres du mouvement, notamment les déplacements.

Les formules présentées précédemment permettent de choisir les paramètres δ et ω dans l’expression Eq. 1 de l’approximation sinusoïdale du mouvement sismique. Il reste à choisir la vitesse de propagation c, qui n’est pas nécessairement égale à la vitesse locale des ondes sismiques P ou S classiquement considérées en sismologie.

quelques centaines de mètres, ou du kilomètre, a mis en évidence que la vitesse apparente de propagation dans la direction horizontale était de l’ordre du km/s, même là où les terrains superficiels avaient des vitesses d’onde (onde S en particulier) nettement plus faibles. On peut attribuer cet effet à l’influence prépondérante des couches dures en profondeur sur la cinétique des mouvements sismiques, et au fait que les ondes dites de surface concernent les terrains situés à des profondeurs de l’ordre de leur longueur d’onde, soit plusieurs centaines de mètres pour des fréquences d’environ 1Hz. Si les couches superficielles peuvent influer fortement sur l’amplitude des mouvements (effet de site), elles ne sont pas les seules à contrôler la vitesse de propagation.

En effet, l’étude de signaux sismiques enregistrés en plusieurs points disposés suivant une ligne, à des distances de l’ordre de

Dans la direction verticale, par contre, ce sont bien les conditions locales qui déterminent la propagation des ondes.

3 - VITESSE APPARENTE DE PROPAGATION DES ONDES SINUSOIDALES

- 25 -

ANNEXES

A

FP S

/A

FT E

S

4


Figure 3 - Accélérogrammes horizontaux tracés à la même échelle

- 26 -

4

S

A défaut d’études précises, on peut estimer la vitesse apparente de propagation en faisant la moyenne des vitesses d’ondes des terrains sur une longueur égale à la longueur d’onde L dans la direction perpendiculaire à la direction de propagation. Pour une propagation horizontale dans un site où la vitesse d’ondes des terrains varie suivant une loi c(z) donnée, z étant la profondeur mesurée à partir de la surface, cela revient au schéma suivant (figure 4).

ANNEXES


FT E

Pour une propagation verticale dans un site à stratigraphie horizontale, ce schéma donne bien pour c la valeur locale de la vitesse d’ondes.

Figure 4 - Détermination de la vitesse apparente de propagation c par l’intersection de la courbe c (Λ) (valeur moyenne de la vitesse des ondes entre la surface et une profondeur quelconque Λ) et de la droite c’ = Λ/T, T étant la période de l’onde sinusoïdale considérée.

/A

5

ANNEXE 5

EXPRESSION DES SOLLICITATIONS SISMIQUES DANS LE PLAN DE LA SECTION DROITE D’UN TUNNEL CIRCULAIRE ET DETERMINATION DES COEFFICIENTS DE RAIDEUR

FP S

5.1 EXPRESSION DES SOLLICITATIONS SISMIQUES DANS LE PLAN DE LA SECTION DROITE D’UN TUNNEL CIRCULAIRE

A

Pour un tunnel à revêtement circulaire et élastique, creusé dans un milieu infini, homogène, élastique et isotrope, et dans l'hypothèse d'un glissement total à l'interface solstructure, Burns & Richard (1964), Hoeg (1968), Peck - Hendron - Mohraz (1972) proposent les formules suivantes pour déterminer les sollicitations sismiques :

avec

où Vmax

effort tranchant maximal

Mmax moment de flexion maximal ∆d d

déformation diamétrale

Kα

coefficient adimensionnel de réponse du revêtement en condition de glissement total

F

coefficient adimensionnel de flexibilité

γmax

distorsion maximale en champ libre

E

module d'élasticité du terrain

ν

coefficient de Poisson du terrain

r

rayon du tunnel

Eb

module d'élasticité du revêtement du tunnel

νb

coefficient de Poisson du revêtement du tunnel

I

moment d'inertie du revêtement du tunnel

- 27 -

D'après certaines observations, le glissement à l'interface sol-structure lors d'un séisme n'est possible que pour les tunnels creusés en terrain mou, ou lorsque l'intensité sismique est très importante. Pour la plupart des tunnels, la condition à l'interface se situe entre le glissement total et l'adhérence. Il est donc nécessaire d'examiner les deux cas et de retenir le plus critique pour le dimensionnement. La condition de glissement total fournit les valeurs de Mmax et de Dd les plus conservatrices. En revanche, la condition d'adhérence doit être considérée pour le calcul de Vmax. Schwartz & Einstein (1980) proposent dans ce cas la formule suivante :

avec

et

où Kβ coefficient adimensionnel de réponse du revêtement en condition d'adhérence C

coefficient adimensionnel de compressibilité

e

épaisseur du revêtement du tunnel

Le coefficient de flexibilité F est souvent considéré comme le plus important car il traduit l'aptitude du revêtement à résister à la distorsion imposée par le terrain.

par divers auteurs pour les ressorts normaux à l’enveloppe des ouvrages :

unité fictif dans le sens horizontal d’une part, et dans le sens vertical d’autre part.

a) Scott (1973) : la formule s’écrit :

Cette méthode a l’avantage de fournir les valeurs de raideur tant pour les ressorts normaux que pour les ressorts tangents.

K

d) Synthèse H est la hauteur de l’ouvrage, ν le coefficient de Poisson du sol et G son module de cisaillement. Cette formule est censée applicable aux ouvrages rigides par rapport au terrain encaissant. Une valeur moitié est recommandée pour des ouvrages souples.

5.2 - DETERMINATION DES COEFFICIENTS DE RAIDEUR

Cette formule est également censée s’appliquer à un ouvrage parfaitement rigide. c) Règles japonaises

Les règles japonaises, plutôt que de proposer une formule, préfèrent recommander un calcul préalable aux éléments finis consistant à déterminer les réactions du terrain encaissant sur l’ouvrage pour un déplacement

/A

Il existe diverses méthodes de détermination de ces coefficients de raideur qui sont homogènes à des pressions.

b) Veletsos (1994) : la formule s’écrit :

K.H

A

FP S

Pour les actions dans le plan de la section droite, des formules ont été développées

K

FT E

Pour la plupart des tunnels circulaires observés, le coefficient de flexibilité est suffisamment grand (F > 20) pour que l'effet d'interaction sol-structure puisse être ignoré (Peck, 1972). Dans ce cas, les distorsions subies par le revêtement peuvent être raisonnablement considérées égales à celles du terrain non excavé.

La variabilité des résultats selon la méthode employée comme selon la configuration géométrique conduit à préconiser pour ces recommandation une valeur forfaitaire très simple :

S

ANNEXES

5


- 28 -

Cette valeur pouvant être admise pour l’ensemble des ressorts d’interaction. La valeur proposée pour les ressorts d’interaction pour l’analyse selon l’axe de l’ouvrage tient compte de l’intégration sur la hauteur de l’ouvrage, ainsi que de l’addition de l’interaction sur les deux côtés amont et aval. D’où la valeur proposée :

K=G

ANNEXES

6


ANNEXE 6

COMPARAISONS ENTRE LES RECOMMANDATIONS RELATIVES AUX CANALISATIONS ENTERREES ET CELLES PROPOSEES ICI POUR LES OUVRAGES HORIZONTAUX, LES FORAGES ET LES PUITS CANALISATIONS ENTERREES (cf. cahier 15) Domaine d’application

OUVRAGES HORIZONTAUX (présent document)

FORAGES

PUITS

Clairement faible profondeur

Toutes profondeurs

Profond

Profond

Remblayée

Renforcés ou non après creusement

Cimentation des terrains «peu perturbés»

Renforcement du terrain et revêtement

Longueurs plus faibles

Longueur variable (10-1m)

Horizons géologiques Variés/cartographiés Reconnaissance géologique

Reconnaissance succincte et locale (logs)

Reconnaissance géologique

Pas de géotechnique

Reconnaissance géotechnique

Géophysique et qualitatif essentiellement

Reconnaissance géotechnique

Liquéfaction à analyser

Généralement pas de problème de liquéfaction

Pas de problème de liquéfaction

Pas de problème de liquéfaction sauf tête de puits

Mouvement de surface à considérer (glissements de terrain)

Surveillance de la subsidence

Mouvement de surface mais influence non Analyse spécifique des têtes de puits fondamentale sauf positionnement de la tête

Failles actives a priori identifiées dispositions constructives possibles

Failles actives a priori identifiées et à éviter

Activité éventuelle inconnue – identification et disposition constructives «délicates»

Etude possible en cours de travaux – dispositions constructives possibles

Diamètre de l’étude «cana» 114.3 ➛ 1016 mm

Pas de limitation de diamètre

Gamme analogue

Gamme 2 m et plus

Sol dominant

Généralement rocher dominant

Rocher dominant

Rocher dominant

Chapitre sollicitation sismique dans cahier technique recommandations n° 15

Chapitre action sismique

Concepts réutilisables

Concepts réutilisables

Pas de détermination de C (= 1000 m/s)

Log sismique recommandé + chapitre Caractérisation du milieu hôte

C > 1000 m/s - log sismique recommandé

C > 1000 m/s - log sismique recommandé + étude géotechnique

Vérification tenue mécanique (§ 4 du cahier technique n° 15)

Vérification tenue mécanique (chapitre Calcul des effets de l’action sismique sur les ouvrages enterrés)

Concept réutilisable

Concept réutilisable si puits circulaire

Parties non droites étudiées

Parties non droites non modélisables actuellement

Parties non droites exceptionnelles

Les sorties de puits (jonction/recettes) sont des ouvrages particuliers

Grande longueur Données géologiques/ géotechniques

Def. Action sismique

Vérif. Tenue mécanique

DISPOSITIONS CONSTRUCTIVES /TRAVERSEES DE FAILLES Disposition constructive simple par élargissement

Dispositions constructives adaptables

Elargissement envisageable mais coûteux et délicat, possibilité tube de production

Dispo constructive adaptable

Orientation/faille possible

Orientation/faille quelquefois possible

Pas de choix mais les failles horizontales sont exceptionnelles

Pas de choix mais les failles horizontales sont exceptionnelles

Points particuliers ancrage/ coudes déconseillés

Renforcement adapté par zone

Cimentation généralement linéaire

Renforcement adapté par zones est la règle

Accroissement d’épaisseur possible

Choix à finir entre ductilité et rigidification

Possibilité de ductilité accrue (tube de production)

Ductilité possible, zone et amplitude de déformation anticipable

Eviter les bétons pour la cimentation

Acier dans béton systématisé

Soudures vérifiables

Attention particulière aux changements de types de renforcement

Possibilité d’éviter les vissages (soudure impérative pour les casings cimentés)

Attention particulière aux changements de type de renforcement

Conditions d’application rédigées

Conditions d’application rédigées

A revoir, non forcement typique du vertical

A revoir, non forcement typique du vertical

Préconisations et caractéristiques d’aciers définies

Pas de préconisations spécifiques des aciers

Caractéristiques d’aciers différentes des « canalisations»

Caractéristiques d’aciers différentes des «canalisations»

Inspections/réparations faciles

Inspections/réparations difficiles



Ilotage possible des réseaux

Sectionnements généralement

Vannes de sécurité fond possibles non envisagés

Sectionnements généralement non envisagés

Remblai contrôlable

- 29 -

Ferroviaire

Ferroviaire

Tunnel de LAMBESC TGV Méditerranée

Tunnels d ' ANNECY Ligne AIX -ANNEMASSE

- 30 -

Ouvrage minier Fer à cheval

~ 1000 m sur 3 niveaux (140, 300 et 600 m)

(2747+5850)

plein cintre 75 m2

Début XIXème

1994 - 1997

1995 -1998

16 / 30 m x20m (station tranchée couverte) 8 597 m

1995 -1998

1986-1993

1878/1880 1878/1880

1961

1996/1998

1996

-

Ib

II (**)

II (**)

0

Ib Ib

Ib

II

II

granodiorite

Schistes et calcaire

Pelites, grès

Schistes altérés

Craie

Molasse Molasse

Tout-venant

Calcaires argiles marneuses

Tufs et Eboulis

MILIEU HOTE

ET ZONAGE SISMIQUE

MILIEU HOTE

ANNEE ZONAGE CONSTRUCTION SISMIQUE France (*)

16 m x 12 m (station ovoïde)

Routier

Ferroviaire

la Manche

50 km dont 37 km sous

T 379 m T 260 m

TC 398 m

555 m

30 m

LONGUEUR

Renseignements fournis par : CAMPENON-BERNARD, CETU, SETEC, SNCF (*) décret 91-461 applicable aux ouvrages de surface ; - (**) règlement grec.

Galeries minières de KAMESHI (Japon)

Tunnel du SOMPORT

Stations du METRO D'ATHENES

TUNNEL SOUS LA MANCHE 2 tubes Ø 7,60 m

Ferroviaire

Ferroviaire

TYPE

Tranchée couverte de CAP d'AIL MONACO

NOM

OUVRAGE

ANNEXES

Légère augmentation du % armatures et joint sismique à la tête de l'ouvrage (pas de continuité mécanique du B.A.)

ET COMMENTAIRES

DISPOSITIONS CONSTRUCTIVES

Aucune influence

Dispositions constructives pour les équipements 1 galerie Ø 4,80 m

Section fer à cheval Sans revêtement

Voûte béton coffré B 25 non armé Dalle de ventilation B 35 armée

Pas de dispositions constructives

Aléa sismique pris en compte pour les usines de ventilation aux deux têtes

tranchée couverte B.A. Armatures dimensionnées par la charge (voiles, poteau, plancher) dissymétrique de la station semi enterrée

Ovoïde béton armé

Circulaire avec voussoirs B.A et localement fonte surface

Tranchée couverte béton Pas de dégâts constatés après séisme du 15/07/1996 d’Annecy (magnitude de ~5) Tunnel Maçonnerie Tunnel Maçonnerie

Tunnel plein cintre BA 32 non armé

Tunnel cadre en B.A.25

TYPE STRUCTURE

ANNEXE 7.1 : SYNTHESE DES REPONSES AU QUESTIONNAIRE D'ENQUETE

DISPOSITIONS CONSTRUCTIVES VIS-A-VIS DU RISQUE SISMIQUE POUR LES OUVRAGES SOUTERRAINS

ANNEXE 7

7

ANNEXE 7.2 : PRINCIPES ET ILLUSTRATIONS DE DISPOSITIONS CONSTRUCTIVES lle Fai

Coupe transversale d’un tunnel élargi

lle Fai

Figure 1a Elargissement d’un tunnel au droit d’une faille

Figure 1b Coupe longitudinale d’un tunnel élargi

Avant séisme

Après séisme

Figure 2b - Détail du joint flexible

Figure 2a Coupe transversale au droit d’un ouvrage de ventilation Figure 2a - Position et schéma de détail d’un joint flexible du tunnel du port de Kawasaki (Japon).

- 31 -

7

ANNEXES


ANNEXES

7

“Conception et la protection parasismiques des ouvrages souterrains” Figure 3 - Joints flexibles du tunnel routier de la baie de Tokyo (caissons immergés)

Figure 3a Coupe transversale du tunnel

Figure 3b Détail au droit du joint flexible

- 32 -

FP S

A /A FT E

S

Notes :

Tous droits de reproduction, adaptation, totales ou partielles sous quelques formes que ce soit, sont expressément réservés.

GT22R1F1

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