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2008 Chapitre : VI ETUDE DE STABILITE DU SITE VI.1 Méthodes de calcules VI.1.1G

2008 Chapitre : VI ETUDE DE STABILITE DU SITE VI.1 Méthodes de calcules VI.1.1Généralité sur les méthodes de calcul à la rupture Nombreux sont les géotechniciens qui sont confrontés en raison du développement économique et social générant la réalisation d’ouvrages importants, parfois fondés sur des sols de moindres qualité du fait de la raréfaction des terrains présentant une capacité portante élevée dans les périmètres urbains, à des problèmes liés notamment à la sécurité de l’environnement. De ce fait, la nécessité de connaître, ou tout au moins de prévoir le comportement de ces ouvrages complexes, à court terme et à long terme, devient impératif. Les méthodes de calcul à la rupture, utilisées jusqu’à présent, ont montré, à plusieurs reprises leurs insuffisances, notamment pour les grands ouvrages. Des recherches sont alors, orientées vers la connaissance des lois de comportement permettant la mise au point des modèles rhéologiques et numérique suffisamment élaborées afin de pouvoir reproduire au mieux le comportement réel des sols de conférer aux méthodes de calcul une meilleure fiabilité. La littérature montre l’existence de plusieurs méthodes utilisant le calcul de rupture en stabilité des pentes et regroupées dans deux grandes familles : les méthodes globales et les méthodes des tranches. Moyennant certaines hypothèses simplificatrices, ces méthodes considèrent, soit le massif en mouvement comme une seule masse et on examine l’équilibre d’un bloc, ou soit, elles s’intéressent à l’équilibre d’une tranche verticale après avoir décomposer le massif en plusieurs tranches que l’on sommera ensuite. VI.1.2 Méthode de Fellenius VI.1.2.1 Principe Considérons un talus recoupant un certaine nombre de couches de sols de caractéristiques Ci, i. Soit un cercle quelconque de centre O et de rayon R pour lequel on veut déterminer le coefficient de sécurité vis-à-vis du risque de glissement. La méthode consiste, tout d’abord à découper le volume de sol intéressé (compris dans l’arc AMB) en un certain nombre de tranches limitées par des plans verticaux. 53 C1, 1, γ1 C2, 2, γ2 C1, 3, γ3 a b c d 2008 Chapitre : VI ETUDE DE STABILITE DU SITE Fig.VI.1 Découpage en tranches d’un talus Nous allons étudier l’équilibre de l’une de ces tranches, par exemple la tranche « abcd » que l’on affectera de l’indice n (sur la figure, n varie de 1à 8) les forces agissants sur cette tranche ( fig) sont : -Son poids W ; -La réaction Rn du milieu sous-jacent sur l’arc ab ; -Les réactions sur les faces verticales bd, et ac que l’on peut décomposer en réactions horizontal Hn et Hn+1 et en réactions verticales Vn et Vn+1. Il s’agit de forces internes au massif étudié. OM=R (a) (b) Forces agissant sur une tranche Hypothèse de Fellenius Fig.VI.2 Forces internes agissante sur une tranche du sol Nous définissons par rapport au centre O : -Le moment moteur comme celui du poids des terres W (et des surcharges éventuelles) tendant à provoquer le glissement. -Les moments résistants comme ceux des réactions s’opposant globalement au glissement de la tranche, à savoir moments Rn, Hn, Hn+1 et Vn+1. 54 Hn O T N V n W R n a b b Hn+ 1 Vn+ 1 c d b c a d W M 2008 Chapitre : VI ETUDE DE STABILITE DU SITE Le coefficient de sécurité FS est défini comme le rapport : Considérons la somme des moments pour tout l’arc AB, on voit que la somme des moments des forces interne est nulle. Fellenius a fait une hypothèse qui simplifie considérablement les calcules, à savoir que la seul force agissant sur l’arc AB était le poids Dans ce cas : W = -Rn Décomposant le poids W en une force normale à ab soit N et une force tangentielle à ab soitT. Dans ces conditions, le moment résistant maximal est fourni par la valeur maximal que peut prendre la composante tangentielle de Rn. d’après la loi de Colomb, celle-ci s’écrit : (Rn)t =Ci ab + N tg i et la somme des moments pour toutes les tranches est : Avec ; m : nombre total des tranches Ci et i : caractéristiques mécanique de la couche dans lequel est situé l’arc ab. D’autre part le moment moteur est dû à T est égal à T R, d’où : FS = Fs = 55 2008 Chapitre : VI ETUDE DE STABILITE DU SITE Pour connaître le coefficient de sécurité Fs réel d’un talus, il faut vérifier le cercle donnant la valeur minimale de Fs. C’est en effet le long de cette surface de glissement que la rupture se produira. La méthode manuelle ne doit être réservée que pour des cas exceptionnels, lorsque par exemple le nombre de cercles intéressant est limité. Pour les calculs en adoptera des tableaux du type ci-après : Cercle n° i Coordonnées du centre X=Xi, Y=Yi Rayon R=Ri N° des tranches Poids (W) N (W ) T (W Longueur de l’arc observation 1 2 3 Total Fs = -Si Fsmin < 1 talus instable -Si 1 < Fsmin< 1,5 talus douteux -Si Fsmin> 1,5 talus stable 56 2008 Chapitre : VI ETUDE DE STABILITE DU SITE VI.2 Facteurs favorisants l’instabilité du versant VI.3 Commentaire sur les travaux antérieurs Les différentes études antérieures n’ont pas pris en considération certains éléments que nous pensons importants pour la compréhension du phénomène : FACTEUURS D’INSTABILITE NATURELS ANTHROPIQUE Lithologie Action de l’eau Néotectonique Action de l’homme Son rôle est important dans le déclenchement du glissement Irrétage structurale complexe Mauvais dimensionnement du phénomène Accélération du glissement par suppression de la butée et ajout de charge Système de drainage mal réalisé Faire accélérer le glissement Affouillement de l’oued (suppression de la butée) Formations tendres compressibles (Argile et argile sableuse) Présence du gypse Le diagramme ci-dessous représente les facteurs qui ont favorisés le glissement du versant. 57 Fig.VI.3 Diagramme des facteurs favorisants l’instabilité du versant 2008 Chapitre : VI ETUDE DE STABILITE DU SITE  Selon la carte géologique, le tracé fait traverser des formations hétérogènes, dont des propriétés physico-mécaniques sont différentes.  Le champ d’investigation est étroit pour permettre de bien comprendre la cinématique du phénomène.  Manque d’essai oedométrique portant qu’il y a des zones d’affaissements dans le tracé (tassement des argiles). VI.4 Calcul de stabilité du versant VI.4.1 Calcul par utilisation du Logiciel (Nixes & Trolls) VI.4.1.1 En présence de la nappe d’eau Commentaires : Description générale du talus Les 3 couches du talus sont détaillées ci-dessous  le toit de la couche n° 1(Argile brune) est formé des points suivants : N° 10 x = 276 m y = 40 m N° 9 x = 240 m y = 50 m N° 8 x = 192 m y = 60 m N° 7 x = 132 m y = 70 m N° 20 x = 123 m y = 69 m Cette couche n° 1 possède les caractéristiques géotechniques suivantes: Densité : 20 cohésion : 10 angle de frottement : 3 °  le toit de la couche n° 2 (Argile marneuse) est formé des points suivants : n° 19 x = 276 m y = 35 m n° 2 x = 276 m y = 10 m n° 11 x = 0 m y = 99 m Cette couche n° 2 possède les caractéristiques géotechniques suivantes: Densité : 21 cohésion : 80 angle de frottement : 14 °  le toit de la couche n° 3 (Remblai) est formé des points suivants : 58 Couche N°3 Couche N°2 Couche N°1 4m 4m 2008 Chapitre : VI ETUDE DE STABILITE DU SITE N° 15 x = 112 m y = 71 m N° 14 x = 88 m y = 75 m N° 13 x = 52 m y = 85 m N° 12 x = 16 m y = 95 m N° 1 x = 0 m y = 104 m Cette couche n° 3 possède les caractéristiques géotechniques suivantes: Densité : 16 cohésion : 0 angle de frottement : 15 °  Le bedrock est formé des points suivants : x = 0 m y = 10 m x = 276 m y = 10 m  Le profil est formé des points suivants : N° 1 x = 0 m y = 104 m N° 2 x = 16 m y = 100 m N° 3 x = 52 m y = 90 m N° 4 x = 88 m y = 80 m N° 5 x = 108 m y = 76 m N° 6 x = 124 m y = 76 m N° 7 x = 132 m y = 70 m N° 8 x = 192 m y = 60 m N° 9 x = 240 m y = 50 m N° 10 x = 276 m y = 40 m  La nappe est formée des points suivants : x = 0 m y = 101 m x = 116 m y = 72 m x = 276 m y = 38 m  Les cercles de rupture : Cercle (100 m; 115 m) rayon 40 m F 0,8866 uploads/Finance/ chapvi-calcul-de-stabilite.pdf