Détermination des pressions dans un sol multicouche

Théorie classique de la poussée et de la butée

Un des problèmes fondamentaux en mécanique des sols est la détermination des actions exercées par un massif de sol retenu par un écran sur celui-ci. Nous commençons par rappeler sommairement les méthodes de calcul classiques de ces actions, en précisant autant que possible leurs hypothèses de base et leurs domaines de validité. Les méthodes de calculs sont toutes fondées sur un même postulat de base, à savoir qu’une condition de rupture plastique est réalisée au sein du massif de sol ou le long de surfaces spécifiques. Pour faire apparaître cette rupture plastique, on est forcé d’admettre que l’écran est déplaçable ou déformable de façon à faire travailler le sol. Plutôt que de reprendre les classiques notions de poussée et butée, nous parlerons de poussée active et de poussée passive. La poussée active est la résultante des pressions exercées par le sol sur I’ écran lorsque celui-ci se déplace dans le sens d’une expansion du massif et la poussée passive est la résultante de ces mêmes pressions lorsque l’écran se déplace dans le sens d’une compression du massif. [ANNANE Abdallah, (2013)]

Théorie de Rankine (1856)

La théorie de Rankine étudie l’équilibre, sous l’action de son seul poids aque l’état d’équilibre est identique pour tous les points situés à une même profondeur. La présence de discontinuités (provoquées par exemple par des écrans placés au sein du massif) ne modifie pas la répartition des contraintes verticales dans le sol. Cette théorie constitue le premier effort pour évaluer les contraintes au sein d’un massif de sol. [M. BIETH Emmanuel (2009-2010)] En conclusion, la méthode de Coulomb peut être utilisée Pour des calculs de poussée active lorsque l’angle que fait l’écran sur la verticale est relativement faible, et pour des calculs de poussée active lorsque la forme du talus est compliquée ou que le chargement n’est pas simple (méthode graphique). Dans ce cas, c’est la seule méthode simple, mais les résultats doivent être utilisés avec précaution. Pour cette théorie, les coefficients de poussée active et passive sont formulés selon les expressions ci-dessous :

Pressions à l’état d’équilibre limite dans un sol purement cohérent derrière un mur non fixe En cas d’un sol purement cohérent (φ=0), le principe de superposition des effets n’est pas applicable, puisqu’on ne peut pas étudier séparément l’effet de cohésion (théorème des états correspondants non applicable). On calcule alors une pression globale en se basant sur la méthode de Rankine appliquée à ce cas. En admettant l’hypothèse des facettes conjuguées, on montre que la pression pγ exercée par un sol purement cohérent dont la surface est inclinée de β par rapport à l’horizontale, sur un mur verticale, et déterminée à une profondeur donnée par : Le signe + correspond à la butée et le signe – à la poussée. σv0 est la contrainte verticale due au poids des terres et q est la pression verticale uniforme appliquée à la surface du remblai, comme le montre la (figure II.1) En cas d’un mur vertical et un remblai de surface horizontale (β=0), on obtient en poussée : et en butée : On obtient ainsi, même pour un sol homogène vis-à-vis de la cohésion, des coefficients variables le long de la hauteur du mur. On remarque que selon cette méthode, la pression P(Z) devient négative sur une certaine hauteur Z0 égale à (2C/γ-q/γ), indépendamment de l’inclinaison β de la surface de sol. Cette zone de traction est à éliminer dans la détermination de pressions agissantes sur le mur, du fait que le sol résiste mal à la traction. En cas d’un mur non vertical, l’étude peut être menée selon la méthode de Rankine aves des calculs plus complexe. [ANNANE Abdallah, (2013)]

L’action de l’eau dans le sol

a)En premier lieu, et c’est de loin l’aspect le plus fréquent et le plus important, l’eau au repos exerce sur le squelette solide une pression égale à la poussée d’Archimède qui réduit les contraintes inter granulaires de ce squelette, mais engendre une augmentation de la poussée totale sur le parement interne du mur, du fait de la pression hydrostatique.

b) En second lieu, la présence d’eau dans un remblai influe directement sur l’état du sol, cette influence se traduisant par la teneur en eau, Les changements d’état du sol se traduisent essentiellement par une modification de ses propriétés mécaniques. En particulier, une élévation de la teneur en eau, du moins dans le cas des sols cohérents, entraîne une chute de la résistance mécanique du sol. Cela entraine des modifications en grandeur et direction de la poussée des terres.

c) L’eau en mouvement exerce une poussée supplémentaire sur le squelette solide, appelée poussée d’écoulement, dont la valeur est égale, sur l’unité de surface perpendiculaire à une ligne d’écoulement, i . γw, ou i est le gradient hydraulique de l’écoulement et γw, la densité de l’eau. Ce phénomène se rencontre assez rarement en matière de murs de soutènement, mais il est responsable des phénomènes de renard, relatifs aux batardeaux de palplanches.

d) Nous signalons le cas des sols susceptibles de gonfler en présence d’eau. Ce cas est, naturellement, à exclure en remblai, mais se produit souvent pour les ouvrages en déblai. N’oublions pas d’autre part que les eaux peuvent être chimiquement agressives pour le béton. C’est le cas des eaux salées, dont la présence dans le sol est de plus en plus répandue ailleurs que dans les régions côtières. Les eaux séléniteuses sont également très agressives, on les rencontre fréquemment dans les régions gypseuses. Quoi qu’il en soit, les raisons énumérés justifient la nécessité de prévoir un bon drainage des ouvrages de soutènement. D’ailleurs, une grande partie des accidents enregistrés sur les murs classiques est due au mauvais fonctionnement des drains. Cependant, nous précisons bien que, le but du drainage étant d’agir sur la stabilité d’ensemble de l’ouvrage et du remblai. D’ailleurs, dans le cas des sols cohérents, le drainage ne diminue pratiquement pas la teneur en eau, mais fait chuter notablement les pressions. L’absence de pression interstitielle fait, en outre, que le comportement mécanique de l’ouvrage se rapproche beaucoup plus du schéma de calcul des méthodes théoriques d’évaluation de la poussée.

Présentation du code de calcul utilisé pour la modélisation

PLAXIS est un logiciel des éléments finis en deux et en trois dimensions de géotechnique, développé par la société néerlandaise éponyme PLAXIS. Ce logiciel fut développé en premier lieu dans les années 1970 afin de pouvoir analyser le cas du barrage d’Osterschelde en Allemagne. Actuellement, PLAXIS 2D version 10.0 est la dernière version. Il permet de résoudre deux types de problèmes, Ceux qui sont axisymétriques (d’où provient le nom PLAXIS pour PLasticity AXISymmetry) et ceux qui sont répondants aux hypothèses de déformations planes. Bien que très fiable sur le plan numérique, le code fait appel à des éléments de haute précision (triangles à 15 noeuds), ainsi qu’à des processus de pilotage de résolution récents (méthode de longueur d’arc). PLAXIS offre une large gamme de modèles décrivant le comportement des matériaux (11 en tout) et permet également à l’utilisateur de créer et de définir son propre modèle. Parmi ceux-ci, des modèles linéaires et non-linéaires ainsi que dépendants du temps sont proposés. Il est donc possible de procéder à l’analyse statique et dynamique. Les modèles prennent également en compte l’écoulement de l’eau à travers les sols modélisés ainsi que la génération de pressions inertielles offrant la possibilité d’effectuer des calculs en contraintes totales ou effectives, mais aussi de donner au sol des caractéristiques telles que drainé, non-drainé et non Poreux. Dans notre situation, nous utilisons le modèle de Mohr-Coulomb.

Conclusion Générale

Un des problèmes fondamentaux en mécanique des sols, est la détermination des actions exercées par un massif de sol retenu par un écran sur celui-ci. Un mur de soutènement ne s’improvise pas. Des cas de fissuration, d’effondrement, de basculement et de grand glissement sont fréquents lorsque ce type d’ouvrage n’est pas conçu et réalisé dans les règles. Des sinistres qui sont bien souvent le résultat d’un mauvais calcul de dimensionnement, d’une mauvaise exécution ou d’un mauvais drainage du remblai. Une étude de sol préalable est donc indispensable. Elle doit permettre d’identifier la nature du sol et les contraintes admissibles qu’il va pouvoir supporter, la poussée exercée par les surcharges éventuelles et enfin, l’hypothétique présence d’eau dans le sol. L’action de l’eau est un critère important. Un mur de soutènement ne doit pas faire barrage à l’eau. Pour éviter l’accumulation des eaux de ruissellement à l’arrière du mur exerçant une poussée hydrostatique, il faut donc mettre en oeuvre des systèmes de drainages efficaces et économiquement faisables. A travers l’ensemble des investigations élaborées dans le cadre de ce mémoire, les conclusions suivantes sont à déduire :

En ce qui concerne les déplacements horizontaux

La présence de la nappe induit une augmentation considérable des déplacements horizontaux,

Le drain vertical est plus efficace que le drain de pied vis-à-vis de la diminution des déplacements horizontaux,

La combinaison de drainage vertical et de pied offre la solution optimale qui réduit considérablement les déplacements horizontaux.

Table des matières

Introduction générale
Chapitre1 : Poussée butée et méthodes de calcules
I. Etat de surface de contact sol/mur
II. Etat d’équilibre du sol
II.1Etat de repos (état k0
II.2Etat actif /passif
III. Notions de poussée et butée
IV. Théories de calcul
IV.1 Théorie classique de la poussée et de la butée
IV.1.1Calcul des pressions sur les murs
a) Pression a l’état K0
b) Pression à l’état d’équilibre limite dans un sol pulvérulent
IV.2 Théorie de Coulomb (1773)
IV.2.1 Coefficient de poussée active
IV.2.2 Coefficient de poussée passive (butée)
IV.3 Théorie de Rankine (1856
IV.4 Méthode de Boussinesq-Caquot-Kerisel
V. Conclusion
Chapitre2 : Pressions exercées sur les murs de soutènement et influence des pressions interstitielles
I. Calcul la pression ultime
I.1. Calcul de pq
I.2. Calcul de pc
I.3. Pressions à l’état d’équilibre limite dans un sol purement cohérent derrière un mur non fixe
II. Détermination des pressions dans un sol multicouche
III. L’action de l’eau dans le sol
IV. Choix du mode de drainage
IV.1 Protection des talus
IV.2 Les types de drainage
IV.2.1 Drainage traditionnel
a) Drainage traditionnel par matériaux granulaire
b) Drainage par géosynthétique rempli de cailloux
IV.2.2 Drainage avec barbacane
V. Conclusion
Chapitre3 : Eléments de conception des murs de soutènement
I. Capacité portante du sol sous fondation du mur
II. Stabilité au renversement du mur
III. Stabilité au glissement à la base du mur
IV. Tassement du sol sous la semelle du mur
V. Glissement du sol derrière le mur
VI. Stabilité interne du matériau du mur
VII. Qualité de remblaiement des murs de soutènement
VII.1 Les matériaux de remblaiement
VII.1.1 Cas des murs en déblai
VII.1.2 Cas des murs en remblai
VII.2 modes de remblaiement
VIII. conclusion
Chapitre4 : Influence des modes de drainage sur les critères de stabilité des murs de soutènements –Etude de cas
I. Présentation de l’université de Tlemcen
I.1. Situation actuelle de l’université de Tlemcen
I.2. Développement de l’université
I.3. Le nouveau pôle Mansourah
II. Présentation de la zone d’étude
III. Motivation et objectifs
IV. Présentation du code de calcul utilisé pour la modélisation
IV.1. Définition
IV.2. Modèle de Mohr-Coulomb
IV.3. Modélisation des structures de soutènements (Plaques)
V. Contexte géologique de la région
VI. Résultats des reconnaissances géotechniques effectuées dans le cadre de soutènement de la zone Nord du Nouveau pole
VI.1. Programmation de la reconnaissance IN-SITU
VI.2. Résultat de la reconnaissance IN-SITU
VI.3. Essai au laboratoire
VI.3.1.Teneur en eau pondérale (NF P94-050)
a) Méthodologie de l’essai
b) Expression des résultats
VI.3.2 Masse volumique des sols fin par immersion dans l’eau (NF P94- 053)
a) Méthodologie de l’essai
b) Expression des résultats
VI.3.3. Limites d’Atterberg (NF P94-051)
a) Méthodologie de l’essai
b) Expression des résultats
VI.3.4. Cisaillement à la boite (NF P94-071)
a) Méthodologie de l’essai
b) Expression des résultats
VI.3.5. Analyse granulométrique – Méthode par tamisage à sec après lavage (NF P94-056)
a) Expression des résultats
VI.4.Essai pressiométrique Ménard (NF P94-110-1)
VII. Analyse des paramètres de stabilité du mur de soutènement et l’influence du mode de drainage
VIII. Présentation des étapes et des résultats de la modélisation
VIII.1. Définition de la géométrie et les propriétés des matériaux
VIII.2. Résultats et discussions
VIII.2.1. Murs de soutènement sans présence de nappes et dépourvu de drainage
a) Déplacement horizontal
b) Déplacement vertical
c) Evolution des pressions interstitielles
d) Etat des contraintes
e) Contrainte de cisaillement
f) Facteur de sécurité (Fs)
VIII.2.2. Mur de soutènement avec présence de nappes et dépourvu de drainage
a) Déplacement horizontal
b) Déplacement vertical
c) Evolution des pressions interstitielles
d) Etat des contraintes
e) Contrainte de cisaillement
f) Facteur de sécurité (Fs)
VIII.2.3. Mur de soutènement en présence de nappe et drainage par matrice verticale
a) Déplacement horizontal
b) Déplacement vertical
c) Evolution des pressions interstitielles
d) Etat des contraintes
e) Contrainte de cisaillement
f) Facteur de sécurité (Fs)
VIII.2.4. Mur de soutènement en présence de nappe et drainage par canalisation perforées en soubassement
a) Déplacement horizontal
b) Déplacement vertical
c) Evolution des pressions interstitielles
d) Etat des contraintes
e) Contrainte de cisaillement
f) Facteur de sécurité (Fs)
VIII.2.5. Combinaison des deux variantes de drainage avec présence de nappe
a) Déplacement horizontal
b) Déplacement vertical
c) Evolution des pressions interstitielles
d) Etat des contraintes
e) Contrainte de cisaillement
f) Facteur de sécurité (Fs)
IX. Analyses paramétrées
X. Conclusion
Conclusion générale

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